( PDF ) A influência do shot peening e das anodizações crômica, sulfúrica e dura sobre a resistência à fadiga da liga AI750

A INFLUÊNCIA DO SHOT PEENING E DAS ANODIZAÇÕES

CRÔMICA, SULFÚRICA E DURA SOBRE A RESISTÊNCIA À

FADIGA DA LIGA Al 7050 – T 7451 DE USO AERONÁUTICO

JOSÉ ANDRÉ MARIN DE CAMARGO

Orientador: Prof. Dr. Herman Jacobus Cornelis Voorwald

Guaratinguetá

2007

Tese apresentada à Faculdade

de Engenharia do Campus de

Guaratinguetá, Universidade

Estadual Paulista, para a

Obtenção do título de Doutor

em Engenharia Mecânica, na

Área de Projetos e Materiais.

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DADOS CURRICULARES

JOSÉ ANDRÉ MARIN DE CAMARGO

NASCIMENTO: 27.01.1958 – RIO CLARO / SP

FILIAÇÃO Walter Xavier de Camargo

Rute Marin de Camargo

1978 / 1983 Curso de Graduação Engenharia Mecânica

Faculdade de Engenharia – FEG / UNESP.

1991 / 1995 Curso de Pós-Graduação em Engenharia

Mecânica, nível de Mestrado, na Faculdade de

Engenharia - Campus de Guaratinguetá da

UNESP.

1996 / 2007 Curso de Pós-Graduação em Engenharia

Mecânica, nível de Doutorado, na Faculdade de

Engenharia - Campus de Guaratinguetá da

UNESP.

Aos meus pais, Walter (in memoriam) e

Rute. A minha esposa, Alba Valéria e filhos,

Thiago e Thais, pela compreensão,

tolerância e incentivo durante todo este

trabalho.

AGRADECIMENTOS

A Deus, fonte da vida;

Ao Prof. Dr. Herman Jacobus Cornelis Voorwald pela orientação deste

trabalho.

Aos professores e técnicos do DMT / FEG – pelo apoio na confecção dos

corpos-de-prova, na realização dos ensaios mecânicos de fadiga e apoio

técnico durante o desenvolvimento do trabalho.

Aos engenheiros Walter Luis Pigatin e Vanderlei de Faria – EMBRAER-

LIEBHEER – ELEB, pelo fornecimento do material e realização dos

tratamentos de superfície de anodização e shot peening.

Ao Prof. Dr. André Luiz Moreira de Carvalho, pela amizade, apoio,

incentivo e motivação demonstrada ao longo de todo este trabalho.

Ao Prof. Dr. Carlos Eduardo Silva Amorim, pelo apoio e motivação para

a conclusão deste trabalho.

Aos laboratórios de microscopia eletrônica de varredura da

AMR/IAE/CTA e do LAS-INPE na análise de fratura.

Ao DEMAR/FAENQUIL, pela realização da análise química e dos

ensaios de tração.

Aos professores, técnicos e funcionários do CTIG / FEG, em particular à

professora Maria Auxiliadora Ribeiro Fortes Gonçalves, pelo incentivo

apoio e compreensão durante a realização do trabalho.

Aos amigos, colegas, professores e funcionários da pós-graduação pela

troca de informações, conhecimentos e incentivo.

CAMARGO, J. A. M. A influência do shot peening e das anodizações

crômica, sulfúrica e dura sobre a resistência à fadiga da liga Al 7050

– T 7451 de uso aeronáutico. 2007. 213f. Tese (Doutorado em

Engenharia Mecânica) – Faculdade de Engenharia do Campus de

Guaratinguetá, Universidade Estadual Paulista.

RESUMO

As ligas de alumínio desempenham papel fundamental na indústria

aeronáutica. A liga Al 7050 é usada em diversas partes da estrutura dos

aviões e, em particular, na fabricação de componentes do trem-de-pouso.

As condições operacionais fazem com que estes componentes trabalhem

sob condições ambientais agressivas, tornando necessário aumentar sua

resistência à corrosão através de tratamentos superficiais. Para o

alumínio e suas ligas, a anodização é um dos tratamentos mais utilizados

para esta finalidade. Os processos de anodização melhoram a resistência

à corrosão das ligas de alumínio, mas reduzem a resistência à fadiga.

Para minimizar ou eliminar os efeitos negativos das anodizações foram

realizados estudos com o processo mecânico de shot peening sobre o

material base antes das anodizações. Foram realizados ensaios de fadiga

por flexão rotativa e por flexão alternada para as condições sem e com

shot peening e fadiga axial, sem shot peening para as direções

longitudinal e transversal à direção de laminação. Os resultados somente

com anodização mostram que, para todos os processos de anodização, há

redução na resistência à fadiga do material e que a anodização crômica é

a que apresenta os melhores resultados, seguidos da anodização sulfúrica

e dura. Os dados com shot peening seguido de anodização mostram que

este tratamento neutraliza os efeitos negativos da anodização e promove

um aumento na resistência à fadiga, sobre o material-base para a maioria

das condições analisadas. Nos ensaios de fadiga por flexão rotativa e

flexão alternada não foram observadas tendências de melhor

comportamento em fadiga em relação à direção dos corpos-de-prova. Na

fadiga axial os melhores resultados foram obtidos para a direção

transversal a laminação.

PALAVRAS CHAVE: fadiga, corrosão, anodização crômica, anodização

sulfúrica, anodização dura, shot peening, Al 7050 T-7451, tensão

residual.

CAMARGO, J. A. M. The influence of the shot peening and of the

anodic films grown chromic, sulfuric and hard on the resistance to

the fatigue of the league Al 7050 - T 7451 of aeronautical use. 2007.

213f. Tese (Doutorado em Engenharia Mecânica) – Faculdade de

Engenharia do Campus de Guaratinguetá, Universidade Estadual

Paulista.

ABSTRACT

Aluminum alloys play a fundamental role in the it elaborates

aeronautics. The 7050 aluminum alloy is used in several parts of the

structure of the airplanes and in the production of landing year

components. The operational conditions like aggressive environment,

made necessary to increase corrosion resistance through superficial

treatments. For the aluminum alloys, the anodization is one of the

treatments used for this purpose. The anodization processes improve the

resistance to corrosion of the aluminum alloy, but reduce the resistance

to fatigue. To minimize or to eliminate the negative effects of the

anodization, studies they were performed with the mechanical process of

shot peening on the base material before the anodization. Rotating and

reverse bending for the conditions without and with shot peening, for the

longitudinal and traverse directions were performed. The results only

with anodizing they show that for all processes was reduction in the

fatigue strength of the material occurred among them the anodizing

chromic was the one that presented the best results, followed by the

sulfuric and hard anodizing. The results with shot peening followed by

anodizing show that the shot peening neutralized the negative effects of

the anodizing and promoted an increase in the fatigue resistance, for

most of the analyzed conditions. In the results for rotating and reverse

bending tendencies of better behavior were not observed in fatigue with

relation to the direction of the samples and in the axial fatigue the best

results were obtained for the traverse direction.

KEYWORDS: fatigue, corrosion, sulfuric acid anodizing, chromic acid

anodizing and hard anodizing, shot peening, Al 7050 T-7451, residual

stress.

LISTA DE FIGURAS

Figura (2.1)- Principais aplicações das ligas da série 7000 nas

estruturas aeronáuticas civis................................... 46

Figura (2.2)- Processo metalúrgico x processo de

corrosão................................................................ 48

Figura (2.3)- Corte esquemático de um feixe de células

hexagonais.............................................................

57

Figura (2.4)- Película anódica em início de formação em eletrólito

com ação dissolvente sobre a película...................... 57

Figura (2.5)- Película anódica em estados sucessivos do progresso

de película anódica, a partir de um pólo

isolado.................................................................. 58

Figura (2.6)- Parâmetros que caracterizam o ciclo de

carregamento.........................................................

62

Figura (2.7)- Modelo de Wood para a nucleação de trincas de

fadiga.................................................................... 65

Figura (2.8)- Estágios I -II: propagação de trinca - esquemático.... 66

Figura (2.9)- Superfície de fratura em fadiga - esquemática.......... 66

Figura (2.10)-

Estrias de fratura por fadiga em uma liga Al 2024-

T3......................................................................... 67

Figura (2.11)-

Cavidade central elíptica em uma placa sob tensão

uniforme................................................................

68

Figura (2.12)-

Representação esquemática de curva de vida em

fadiga ( -N)......................................................... 69

Figura (2.13)-

Curva -N – vida em fadiga: baixo, médio e alto

ciclos - esquemático................................................ 70

Figura (2.14)-

Diagrama típico do campo de tensões criado pelo shot

peening.......................................................... 79

Figura (3.1)- Orientação para retirada dos corpos-de-prova.......... 84

Figura (3.2)- Corpo-de-prova para o ensaio de tração................... 84

Figura (3.3)- Corpo-de-prova para o ensaio de fadiga axial........... 85

Figura (3.4)- Corpo-de-prova para o ensaio de fadiga por flexão

rotativa................................................................. 85

Figura (3.5)- Corpo-de-prova para o ensaio de fadiga por flexão

alternada............................................................... 86

Figura (3.6)- Equipamento portátil para medição de tensões.......... 93

Figura (3.7)- Microdensitômetro................................................. 93

Figura (4.1)- Fases intermetálicas (Al

7

Cu

2

Fe e Mg

2

Si) na liga Al

7050-T7451, (a) direção L e (b) direção T, sem

reagente................................................................ 98

Figura (4.2)- Microestrutura de regiões recristalizadas da liga

Al 7050-T7451, (a) direção L e (b) direção T, com

reagente Keller......................................................

98

Figura (4.3)- Tamanho de grão das direções L (a) e T (b) da liga Al

7050-T7451, com reagente fosfórico........................

99

Figura (4.4)- Gráfico tensão residual (MPa) x profundidade (mm) –

material base – sem shot peening.......................... 102

Figura (4.5)- Gráfico tensão residual (MPa) x profundidade (mm) –

material base – com shot peening......................... 103

Figura (4.6)- Gráfico tensão residual (MPa) x profundidade (mm) –

anodização crômica – sem shot peening................ 104

Figura (4.7)- Gráfico tensão residual (Mpa) x profundidade (mm) –

anodização crômica – com shot peening................

105

Figura (4.8)- Gráfico tensão residual (Mpa) x profundidade (mm) –

anodização sulfúrica – sem shot peening............... 106

Figura (4.9)- Gráfico tensão residual (MPa) x profundidade (mm) –

anodização sulfúrica – com shot peening............... 107

Figura (4.10)-

Gráfico tensão residual (MPa) x profundidade (mm) –

anodização dura – sem shot peening...................... 108

Figura (4.11)-

Gráfico tensão residual (MPa) x profundidade (mm) –

anodização dura – com shot peening.....................

109

Figura (4.12)-

Curvas -N de fadiga por flexão rotativa – material

base (Al 7050-T7451) – longitudinal e transversal.... 113

Figura (4.13)-

Superfície de fratura – flexão rotativa – metal base-

(217 MPa e 272.200 ciclos) - longitudinal............... 113

Figura (4.14)-

Curvas -N de fadiga por flexão rotativa – material

base- anodização crômica – longitudinal e

transversal.............................................................

115

Figura (4.15)-

Superfície de fratura – flexão rotativa – anodização

crômica (174 MPa e 355.200 ciclos) - longitudinal... 116

Figura (4.16)-

Curvas -N de fadiga por flexão rotativa – material

base-anodização sulfúrica – longitudinal e

transversal............................................................. 118

Figura (4.17)-

Superfície de fratura – flexão rotativa – anodização

sulfúrica (174 MPa e 109.600 ciclos) - longitudinal..

118

Figura (4.18)-

Superfície de fratura – camada anodizada – flexão

rotativa – anodização sulfúrica (174 MPa e 109.600

ciclos) - longitudinal.............................................. 119

Figura (4.19)-

Curvas -N de fadiga por flexão rotativa – material

base - anodização dura – longitudinal e transversal... 121

Figura (4.20)-

Superfície de fratura – flexão rotativa – anodização

dura (174 MPa e 73.400 ciclos) - longitudinal.......... 121

Figura (4.21)-

Superfície de fratura – flexão rotativa – anodização

dura (174 MPa e 73.400 ciclos) - longitudinal.......... 122

Figura (4.22)-

Superfície de fratura – flexão rotativa – anodização

dura - fragilidade da camada anódica (174 MPa e

73.400 ciclos) - longitudinal...................................

123

Figura (4.23)-

Curvas -N de fadiga por flexão rotativa –

longitudinal e transversal........................................ 125

Figura (4.24)-

Curvas -N de fadiga por flexão rotativa – material

base - anodizações crômica, sulfúrica e dura –

valores médios – longitudinal..................................

126

Figura (4.25)-

Curvas -N de fadiga por flexão rotativa – material

base - anodização crômica, sulfúrica e dura – valores

médios – transversal................................................ 127

Figura (4.26)-

Curvas  -N de fadiga por flexão rotativa – Al 7050-

T7451 material base - anodização crômica, sulfúrica

e dura – valores médios – longitudinal e transversal. 130

Figura (4.27)-

Curvas -N de fadiga por flexão rotativa – material

base - anodização crômica – longitudinal e transversal

- com shot peening................................................... 133

Figura (4.28)-

Superfície de fratura – flexão rotativa – anodização

crômica – com shot peening (239 MPa e 591.400

ciclos) - longitudinal.............................................. 133

Figura (4.29)-

Curvas -N de fadiga por flexão rotativa – material

base - anodização sulfúrica - longitudinal e

transversal - com shot peening................................

135

Figura (4.30)-

Superfície de fratura – flexão rotativa – anodização

sulfúrica – com shot peening (260 MPa, 351.000

ciclos) - longitudinal.............................................. 136

Figura (4.31)-

Curvas -N de fadiga por flexão rotativa – material

base - anodização dura - longitudinal e transversal -

com shot peening................................................... 138

Figura (4.32)-

Superfície de fratura – flexão rotativa – anodização

dura – com shot peening (260 MPa, 208.600 ciclos) -

longitudinal......................................................... 139

Figura (4.33)-

Curvas  -N de fadiga por flexão rotativa –

longitudinal e transversal - com shot peening........... 141

Figura (4.34)-

Curvas  -N de fadiga por flexão rotativa – Al 7050-

T7451 - anodização crômica, sulfúrica e dura –

valores médios - longitudinal e shot peening............ 143

Figura (4.35)-

Curvas  -N de fadiga por flexão rotativa – Al 7050-

T7451 - anodizações crômica, sulfúrica e dura –

valores médios - transversal e shot peening..............

145

Figura (4.36)-

Curvas  -N de fadiga por flexão rotativa – Al 7050-

T7451 - anodizações crômica, sulfúrica e dura –

valores médios – longitudinal e transversal.............. 147

Figura (4.37)-

Curvas -N de fadiga por flexão alternada – material

base (Al 7050-T7451) – longitudinal e

transversal.............................................................

152

Figura (4.38)-

Superfície de fratura – flexão alternada – material

base (Al 7050 T7451) (217 MPa e 56.400 ciclos) -

longitudinal...........................................................

152

Figura (4.39)-

Curvas -N de fadiga por flexão alternada – material

base - anodização crômica - longitudinal e

transversal.............................................................

153

Figura (4.40)-

Superfície de fratura – flexão alternada – anodização

crômica (130 MPa e 150.600 ciclos) - longitudinal... 154

Figura (4.41)-

Curvas -N de fadiga por flexão alternada – material

base - anodização sulfúrica - longitudinal e

transversal.............................................................

155

Figura (4.42)-

Superfície de fratura – flexão alternada – anodização

sulfúrica (174 MPa e 88.300 ciclos) – longitudinal... 156

Figura (4.43)-

Curvas -N de fadiga por flexão alternada – material

base - anodização dura - longitudinal e

transversal.............................................................

157

Figura (4.44)-

Superfície de fratura – flexão alternada – anodização

dura (130 MPa e 90.500 ciclos) - longitudinal.......... 158

Figura (4.45)-

Curvas -N de fadiga por flexão alternada –

longitudinal e transversal........................................

160

Figura (4.46)-

Curvas -N de fadiga por flexão alternada – valores

médios – longitudinal............................................. 161

Figura (4.47)-

Curvas -N de fadiga por flexão alternada – valores

médios – transversal...............................................

162

Figura (4.48)-

Curvas -N de fadiga por flexão alternada – valores

médios – longitudinal e transversal.......................... 164

Figura (4.49)-

Curvas -N de fadiga por flexão alternada – material

base - anodização crômica – longitudinal e

transversal - com shot peening................................ 167

Figura (4.50)-

Superfície de fratura – flexão alternada – anodização

crômica – com shot peening (195 MPa e 201.200

ciclos) - longitudinal..............................................

167

Figura (4.51)-

Curvas -N de fadiga por flexão alternada – material

base - anodização sulfúrica – longitudinal e

transversal - com shot peening.................................. 169

Figura (4.52)-

Superfície de fratura – flexão alternada – anodização

sulfúrica – com shot peening (174 MPa e 231.900

ciclos) - longitudinal..............................................

169

Figura (4.53)-

Curvas -N de fadiga por flexão alternada – material

base - anodização dura – longitudinal e transversal -

com shot peening..................................................... 171

Figura (4.54)-

Superfície de fratura – flexão alternada – anodização

dura – com shot peening (174 MPa e 167.700 ciclos)

- longitudinal......................................................... 172

Figura (4.55)-

Curvas -N de fadiga por flexão alternada –

longitudinal e transversal - com shot peening............

173

Figura (4.56)-

Curvas -N de fadiga por flexão alternada – valores

médios – longitudinal - com shot peening.................. 176

Figura (4.57)-

Curvas -N de fadiga por flexão alternada – valores

médios - transversal - com shot peening.................... 178

Figura (4.58)-

Curvas -N de fadiga por flexão alternada – valores

médios – longitudinal e transversal – com shot

peening................................................................... 180

Figura (4.59)-

Curvas  -N de fadiga axial – material base (Al 7050-

T7451) – longitudinal e transversal...........................

186

Figura (4.60)-

Superfície de fratura - fadiga axial - material base

(304MPa e 92.100 ciclos) - longitudinal.................... 186

Figura (4.61)-

Curvas  -N de fadiga axial – material base -

anodização crômica - longitudinal e transversal......... 187

Figura (4.62)-

Superfície de fratura - fadiga axial – anodização

crômica (282MPa e 58.000 ciclos) – longitudinal...... 188

Figura (4.63)-

Curvas  -N de fadiga axial – material base -

anodização sulfúrica - longitudinal e transversal....... 189

Figura (4.64)-

Superfície de fratura de fadiga axial – anodização

sulfúrica (174MPa e 76.000 ciclos) – longitudinal..... 190

Figura (4.65)-

Curvas  -N de fadiga axial – material base -

anodização dura - longitudinal e transversal.............. 192

Figura (4.66)-

Superfície de fratura - fadiga axial – anodização dura

(217 MPa e 67.600 ciclos) – transversal....................

193

Figura (4.67)-

Curvas  -N de fadiga axial – longitudinal e

transversal.............................................................. 195

Figura (4.68)-

Curvas -N de fadiga axial – valores médios –

longitudinal........................................................... 196

Figura (4.69)-

Curvas -N de fadiga axial – valores médios –

transversal.............................................................. 198

Figura (4.70)-

Curvas  -N de fadiga axial – valores médios -

longitudinal e transversal.........................................

199

LISTA DE TABELAS

Tabela (1.1) - Aeronáutica: necessidade e solução........................ 32

Tabela (2.1) - Propriedades físicas do alumínio comercialmente

puro................................................................... 37

Tabela (2.2) - Sistema de designação do alumínio e ligas de

alumínio trabalhado..............................................

38

Tabela (2.3) - Ligas trabalháveis: tipos, características e

aplicações ........................................................... 40

Tabela (2.4) - Composição química das ligas de alumínio

trabalhadas...........................................................

41

Tabela (2.5) - Sistema de designação do alumínio e ligas de

alumínio fundido.................................................. 42

Tabela (2.6) - Ligas fundidas: características e aplicações.......... 43

Tabela (2.7) - Etapas do processo de selagem na anodização do

alumínio...............................................................

61

Tabela (2.8) - Características que alteram as tensões residuais...... 75

Tabela (2.9) - Métodos – medição de tensão residual.................... 76

Tabela (3.1) - Parâmetros operacionais do processo de shot

peening

................................................................ 87

Tabela (3.2) - Parâmetros dos processos de anodização crômica,

sulfúrica e dura.....................................................

87

Tabela (3.3) - Tipos e condições dos ensaios de fadiga................. 89

Tabela (3.4) - Condições operacionais de realização dos ensaios

de fadiga por flexão rotativa..................................

89

Tabela (3.5) - Condições operacionais de realização dos ensaios

de fadiga por flexão alternada................................

90

Tabela (3.6) - Condições operacionais de realização dos ensaios

de fadiga axial......................................................

90

Tabela (4.1) - Composição química da liga 7050 - especificado X

encontrado........................................................... 95

Tabela (4.2) - Resultado dos ensaios de tração liga Al 7050-T7451

95

Tabela (4.3) - Dureza Vickers do Al 7050-T7451......................... 96

Tabela (4.4) - Tamanho de grão e fração volumétrica nas direções

longitudinal e transversal...................................... 97

Tabela (4.5) - Espessura da camada anódica.................................

100

Tabela (4.6) - Tensões residuais – resultados gerais......................

101

Tabela (4.7) - Flexão rotativa: total – posição – condições............

110

Tabela (4.8) - Numero de ciclos consumidos nos ensaios de fadiga

por flexão rotativa sem shot peening......................

111

Tabela (4.9) - Fadiga flexão rotativa – tensão - média de ciclos,

desvio padrão, dispersão (%) e relação de vida em

fadiga (%)............................................................ 112

Tabela (4.10) - Numero de ciclos consumidos nos ensaios de fadiga

por flexão rotativa com shot peening......................

131

Tabela (4.11) - Fadiga flexão rotativa – anodização com shot

peening

– material base sem shot peening - tensão -

média de ciclos, desvio-padrão, dispersão (%) e

relação de vida em fadiga (%)................................

132

Tabela (4.12) - Fadiga flexão rotativa- tensão – média de ciclos e

relação de vida em fadiga (%)-

(anodização/material base, shot peening-

anodização/material base e shot peening-

anodização/anodização).........................................

142

Tabela (4.13) - Flexão alternada: total - posição - condições...........

149

Tabela (4.14) - Numero de ciclos consumidos nos ensaios de fadiga

por flexão alternada sem shot peening.................... 150

Tabela (4.15) - Fadiga flexão alternada – tensão - média de ciclos,

desvio padrão, dispersão (%) e relação de vida em

fadiga (%)............................................................ 151

Tabela (4.16) - Numero de ciclos consumidos nos ensaios de fadiga

por flexão alternada com shot peening....................

165

Tabela (4.17) - Fadiga flexão alternada – anodização com shot

peening

– material base sem shot peening - tensão -

média de ciclos, desvio-padrão, dispersão (%) e

relação de vida em fadiga (%)................................

166

Tabela (4.18) - Fadiga flexão alternada - shot peening e anodização

– material base – tensão – média de ciclos e relação

de resistência à fadiga (%) - (anodização/material

base (A/MB), shot peening - anodização/material

base (A-SP/MB) e shot peening – anodização

/anodização (A-SP/A)).......................................... 175

Tabela (4.19) - Número de ensaios e condições superficiais dos

ensaios de fadiga axial.......................................... 182

Tabela (4.20) - Numero de ciclos consumidos nos ensaios de fadiga

axial.................................................................... 183

Tabela (4.21) - Fadiga axial – tensão - média de ciclos, desvio

padrão, dispersão (%) e relação de vida em fadiga

(%)......................................................................

185

LISTA DE SIGLAS

AA Aluminum Association

AAS Alcoa Aluminum Standards

ABAL Associação Brasileira Alumínio

ABM Associação Brasileira de Metalurgia e Materiais

ABRACO Associação Brasileira de Corrosão

AMR Divisão de Materiais – IAE/CTA

ASM American Society for Metals

ASTM American Society for Testing and Materials

ATA Associação de Transporte Aéreo

COOPE

Coordenação dos Programas de Pós-graduação de

Engenharia

CPMA Companhia Pernambucana do Meio Ambiente

CST Corrosão sob tensão

CTA Comando – Geral de Tecnologia Aeroespacial ( ex

Centro Técnico Aeroespacial )

CTRC Campo de tensões residuais compressivas

DEMAR

Divisão de Materiais da Faculdade de Engª Química

de Lorena

EDE EMBRAER - Divisão de Equipamentos

ELEB EMBRAER-LIEBHERR

ELEB Embraer Liebherr Equipamentos do Brasil S.A

EMBRAER Empresa Brasileira de Aeronáutica

FAA Federal Aviation Administration

FAENQUIL Faculdade de Engenharia Química de Lorena

FEG Faculdade de Engenharia de Guaratinguetá

HVOF High velocity oxi-fuel

IAE Instituto de Aeronáutica e Espaço - CTA

INPE Instituto Nacional de Pesquisas Espaciais

LAIMAT-II Laboratório de Imagens – DMT/FEG

LAS/CTE

Laboratório Associado de Sensores e Materiais –

INPE

LAT/COPEE Laboratório de Análise de Tensões – COOPE/UFRJ

LIEBHERR

LIEBHERR BRASIL - Guindastes e Máquinas

Operatrizes

MEV Microscopia eletrônica de varredura

MH Metals Handbook

MIL MMPDS

SAE Society of Automotive Engineers

UFRJ Universidade Federal do Rio de Janeiro

UNESP Universidade Estadual Paulista

LISTA DE SÍMBOLOS E UNIDADES

m

µ

6

10

−

metro

a

σ

Amplitude da tensão

A Anodização

AC Anodização crômica

AD Anodização dura

AS Anodização sulfúrica

c/SP Com shot peening

A Comprimento da trinca de fadiga

K

t

Concentrador geométrico de tensão

HRC Dureza Rockwell - C

HV Dureza Vickers

max

K

Fator intensidade de tensão máximo

min

K

Fator intensidade de tensão mínimo

L Longitudinal

MB Material base

MPa Megapascal

N Número de ciclos

C

1

Porcentagem de cobertura – 1º ciclo

n

C

Porcentagem de cobertura – n ciclos

H Profundidade

R Razão de carregamento

s/SP Sem shot peening

SP Shot peening

A-SP Shot peening e anodização

σ

a

Tensão alternada

 Tensão aplicada

σ

e

Tensão limite de escoamento

σ

f

Tensão limite de fadiga

máx

σ

Tensão máxima

máxc.

σ

Tensão máxima de compressão

m

σ

Tensão média

mín

σ

Tensão mínima

s

σ

Tensão superficial

T Tempo de shot peening

T Transversal

σ

∆

Variação de tensão

K∆

Variação do fator intensidade de tensão

SUMÁRIO

1 INTRODUÇÃO...................................................... 28

1.1 CONSIDERAÇÕES GERAIS................................... 28

1.2 1.2 OBJETIVOS..................................................... 33

2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA.................................. 34

2.1 A SELEÇÃO DOS MATERIAIS METÁLICOS..........

34

2.2 ALUMÍNIO E SUAS LIGAS....................................

35

2.2.1 A evolução do alumínio e suas ligas........................ 35

2.2.2 Alumínio - designação, classificação e tipos de

ligas...................................................................... 36

2.2.3 Alumínio – ligas trabalhadas................................... 38

2.2.4 Alumínio – ligas fundidas....................................... 41

2.2.5 Ligas de alumínio – série 7000 - ligas Al–Zn............

44

2.2.6 A liga 7050............................................................

45

2.3 TRATAMENTOS TÉRMICOS E MECÂNICOS DA

LIGAS DE ALUMÍNIO...........................................

46

2.3.1 Normalização......................................................... 46

2.4 CORROSÃO – CONCEITO – TIPOS –

CARACTERÍSTICAS PRINCIPAIS .........................

47

2.4.1 Conceito................................................................ 47

2.4.2 Principais tipos de corrosão.....................................

49

2.5 PROTEÇÃO CONTRA CORROSÃO........................ 49

2.5.1 A proteção anticorrosiva ........................................ 49

2.5.2 Resistência própria do material à corrosão................

49

2.5.3 Métodos que melhoram a resistência à corrosão

eletroquímica......................................................... 50

2.5.4 Revestimentos protetores........................................ 50

2.6 A CORROSÃO E A INDÚSTRIA AERONÁUTICA... 51

2.6.1 A corrosão nas ligas de alumínio............................. 51

2.6.1.1 Corrosão uniforme ou geral em ligas de alumínio...... 52

2.6.1.2 Corrosão por esfoliação em ligas de alumínio............

52

2.6.1.3 Corrosão sob tensão em ligas de alumínio.................

52

2.6.1.4 Fadiga sob corrosão em ligas de alumínio.................

53

2.6.1.5 Corrosão intergranular em ligas de alumínio.............

53

2.6.1.6 Corrosão por pites em ligas de alumínio.................. 54

2.6.1.7 Corrosão-fadiga......................................................

54

2.7 TRATAMENTO DE SUPERFÍCIE DO ALUMÍNIO... 55

2.7.1 Condições gerais.................................................... 55

2.7.2 Parâmetros envolvidos na anodização do alumínio e

suas ligas...............................................................

56

2.7.2.1 A estrutura da camada anódica................................ 56

2.7.3 Anodização em meio sulfúrico e crômico................. 59

2.7.3.1 Anodização em meio sulfúrico................................ 59

2.7.3.2 Anodização dura em meio sulfúrico......................... 59

2.7.3.3 Anodização em meio crômico.................................. 59

2.7.3.4 Selagem.................................................................

60

2.8 FADIGA EM MATERIAIS METÁLICOS..................

61

2.8.1 Considerações gerais.............................................. 61

2.8.2 A falha por fadiga.................................................. 62

2.8.3 O mecanismo de falha por fadiga............................. 64

2.8.3.1 A nucleação da trinca por fadiga..............................

64

2.8.3.2 O mecanismo da propagação da trinca em fadiga.......

65

2.8.3.3 A concentração de tensões na ponta da trinca............

67

2.8.4 Curva de vida em fadiga (-N)................................ 68

2.8.5 Nucleação de trincas por fadiga............................... 70

2.8.5.1 Nucleação superficial............................................. 70

2.8.5.2 Nucleação abaixo da superfície................................

71

2.8.6 A influência dos revestimentos na resistência à

fadiga....................................................................

72

2.9 TENSÕES RESIDUAIS...........................................

73

2.9.1 Considerações gerais.............................................. 73

2.9.2 Métodos para medição de tensões residuais...............

75

2.10 SHOT PEENING.....................................................

77

2.10.1 Considerações gerais.............................................. 77

2.10.2 O processo de shot peening..................................... 77

2.10.2.1 Variáveis do processo de shot peening..................... 79

2.10.2.1.1

Superfície de cobertura........................................... 79

2.10.2.1.2

As esferas usadas no shot peening........................... 81

2.10.2.1.3

A velocidade da esfera............................................

81

2.10.2.1.4

Ângulo de impacto..................................................

81

3 MATERIAIS E MÉTODOS......................................

83

3.1 MATERIAL........................................................... 83

3.2 ANALISE QUÍMICA.............................................. 83

3.3 CORPOS-DE-PROVA............................................. 83

3.3.1 Processos de usinagem............................................

84

3.3.1.1 Tração................................................................... 84

3.3.1.2 Fadiga axial........................................................... 85

3.3.1.3 Fadiga por flexão rotativa....................................... 85

3.3.1.4 Fadiga por flexão alternada..................................... 86

3.4 PROCESSOS DE TRATAMENTO DE SUPERFÍCIE..

86

3.4.1 Processo de shot peening.........................................

86

3.4.2 Processos de anodização......................................... 87

3.4.2.1 Selagem.................................................................

87

3.5 ENSAIOS.............................................................. 88

3.5.1 Ensaios mecânicos..................................................

88

3.5.1.1 Ensaios de dureza...................................................

88

3.5.1.2 Ensaios de tração....................................................

88

3.5.1.3 Ensaios de fadiga................................................... 88

3.5.1.3.1 Fadiga por flexão rotativa....................................... 89

3.5.1.3.2 Fadiga por flexão alternada..................................... 90

3.5.1.3.3 Fadiga axial........................................................... 90

3.6 MICROSCOPIA ÓPTICA........................................ 91

3.7 ANÁLISE DE FRATURA........................................

91

3.8 TENSÕES RESIDUAIS...........................................

91

3.8.1 Processo de medição das tensões residuais............... 91

4 RESULTADOS E DISCUSSÕES..............................

94

4.1 CONSIDERAÇÕES INICIAIS..................................

94

4.2 CARACTERIZAÇÃO DO MATERIAL BASE............

95

4.2.1 Análise química......................................................

95

4.2.2 Ensaios de tração....................................................

95

4.2.3 Ensaios de dureza...................................................

96

4.2.4 Exame metalográfico.............................................. 96

4.3 TENSÕES RESIDUAIS...........................................

100

4.4 FADIGA – FLEXÃO ROTATIVA............................ 110

4.4.1 Flexão rotativa sem shot peening……………………...

110

4.4.2 Flexão rotativa com shot peening…………………….. 130

4.5 FADIGA – FLEXÃO ALTERNADA......................... 149

4.5.1 Flexão alternada sem shot peening…………………….

149

4.5.2 Flexão alternada com shot peening…………………… 165

4.6 FADIGA AXIAL.................................................... 182

4.6.1 Fadiga axial sem shot peening………………………… 182

5 CONCLUSÕES...................................................... 201

5.1 EFEITO DA ANISOTROPIA................................... 201

5.2 TENSÕES RESIDUAIS...........................................

201

5.3 FADIGA POR FLEXÃO ROTATIVA....................... 202

5.3.1 Flexão rotativa sem shot peening............................. 202

5.3.2 Flexão rotativa com shot peening.............................

202

5.4 FADIGA POR FLEXÃO ALTERNADA.................... 202

5.4.1 Flexão alternada sem shot peening...........................

202

5.4.2 Flexão alternada com shot peening...........................

203

5.5 FADIGA AXIAL.................................................... 203

5.5.1 Fadiga axial sem shot peening................................. 203

5.6 CONCLUSÕES GERAIS......................................... 203

6 PROPOSTAS DE TRABALHOS FUTUROS..............

205

REFERÊNCIA BIBLIOGRÁFICA............................ 206

2 8

CAPÍTULO 1 – INTRODUÇÃO

1.1 -

CONSIDERAÇÕES GERAIS

Antes da primeira guerra mundial, as estruturas aeronáuticas eram

construídas basicamente por tecidos e madeira, que, por suas

características de anisotropia, absorção de umidade, instabilidade

dimensional e vulnerabilidade, favoreceram o desenvolvimento de outros

materiais, particularmente as ligas de alumínio, ou seja, a importância da

produção e desenvolvimento das ligas de alumínio de alta resistência

deve-se em parte, à necessidade de produtos e materiais mais leves para

a indústria aeronáutica (CARVALHO, 1999; GUIMARÃES, 1994; PEEL,

1986).

O envelhecimento das aeronaves desperta muito interesse da

comunidade aeronáutica internacional, no que diz respeito ao

desenvolvimento de novos métodos de proteção de corrosão. A corrosão

na estrutura das aeronaves é resultante da combinação de certos fatores

como a seleção de ligas e têmperas susceptíveis à corrosão, utilização de

um sistema de proteção inadequado ou deteriorado, e exposição a vários

ambientes corrosivos.

As aeronaves modernas são construídas com ligas metálicas leves,

altamente reativas aos contaminantes atmosféricos. A atmosfera salina

das regiões costeiras e os contaminantes industriais das áreas urbanas

atacam as ligas metálicas, o que, de acordo com a ATA (Associação de

Transporte Aéreo), custa para a indústria americana algo em torno de 6

bilhões de dólares ao ano (PIRES; MORALES, 2002).

Muitos metais puros não são adequados para a construção de

aeronaves, sendo utilizados, portanto, combinados com outros metais

para formar ligas. As ligas de alumínio das séries 2000 e 7000 têm sido

extensivamente utilizadas nas estruturas aeronáuticas. Depende do tipo

de montagem (sob-tensão ou não), da espessura da chapa e do tipo de

exposição a agentes corrosivos, estas ligas serão susceptíveis a

2 9

diferentes tipos de corrosão: uniforme, pites, intergranular, esfoliação,

sob-tensão, dentre outras (CAMPOS, 2000; PIRES; MORALES, 2002).

Praticamente, todas as partes da aeronave estão sujeitas a danos

causados por corrosão, mas certas áreas como corpo do casco,

compartimento de bateria, lavatórios e compartimentos dos trens-de-

pouso são mais susceptíveis à corrosão.

A utilização de materiais de alta resistência mecânica tem

aumentado consideravelmente, em particular na indústria aeronáutica,

com o objetivo de reduzir o peso total dos componentes. Nas estruturas

aeronáuticas, como superfície superior e inferior das asas, corpo do

casco, assoalhos, longarinas, trem-de-pouso, forjados diversos, etc.;

aproximadamente 80% em peso são construídas com ligas de alumínio de

alta resistência, em particular as ligas dos grupos 2XXX e 7XXX (BEST,

1986; SANDERS, 1985).

O alumínio e suas ligas sempre foram considerados materiais

aeronáuticos por excelência. Sua baixa massa específica, aliada a

propriedades mecânicas, conferem a estes materiais uma elevada

resistência mecânica específica, pela relação entre a tensão desenvolvida

e a massa específica do material, particularmente quando ligado a outros

elementos.

Para o projeto de um avião deve ser considerada, para o cálculo da

vida do avião, uma seqüência repetida de operações que consiste

basicamente em quatro fases: taxiamento no aeroporto, decolagem, vôo

de cruzeiro (civil) ou operacional (militar) e aterrissagem.

Conhecidas as fases, o projeto deve levar em consideração partes

distintas do avião. Esta distinção é necessária, uma vez que diferentes

critérios para seleção de material são empregados em diferentes partes

do avião.

Algumas da partes mais críticas da estrutura de um avião são as

asas, a fuselagem e o trem de pouso (GODEFROID, 1993).

3 0

As asas são os componentes estruturais que apresentam os mais

complexos e intensos níveis de carregamento da aeronave. No

taxiamento, as superfícies superiores das asas estão sujeitas a esforços

de tração devido a: peso da estrutura, peso do combustível e,

eventualmente, o peso das turbinas. Em conseqüência a superfície

inferior da asa estará sujeita a esforços de compressão. Quando em vôo,

a situação inverte-se e a asa agora é responsável por suportar o peso

total do avião e agora com as asas em flexão para cima é a superfície

superior quem estará em compressão enquanto a inferior estará sendo

tracionada. Existem ainda tensões flutuantes de alta complexidade que

atuam sobre toda a estrutura das asas, o que exige análises muito

complexas para a escolha dos materiais adequados a cada situação.

A fuselagem é um monocasco, aproximadamente cilíndrico, fechado

nas extremidades construído para suportar em sua estrutura a pressão

interna de tração (pressurização) e cargas de cisalhamento na lateral; a

carcaça circunferencial mantém a forma da fuselagem e redistribui as

cargas no casco.

O trem-de-pouso é submetido a elevadas tensões tanto na

decolagem, devido ao peso da aeronave e do combustível, como na

aterrisagem, quando toca o chão devido ao peso e ao impacto.

Os materiais metálicos submetidos a carregamentos variáveis podem

falhar sob tensões inferiores às necessárias para o carregamento estático.

Estas falhas são chamadas de falhas por fadiga. São falhas repentinas e

ocorrem sem que haja indicação prévia de sua ocorrência (DIETER,

1988).

As falhas repentinas, que ocorrem sobre componentes estruturais

sem deformação plástica macroscópica, representam um grave problema

porque podem atingir proporções catastróficas.

De um modo geral, a falha de um componente é resultado da ação

isolada ou combinada dos seguintes fatores: (BROEK, 1986; WALTER,

1987).

3 1

* projeto inadequado;

* processos de fabricação inadequados;

* manutenção incorreta ou insuficiente;

* tensões em serviço acima das esperadas;

* influência do meio (agressividade);

* fragilização durante a fabricação ou operação;

* fadiga devido a cargas cíclicas ou carregamento dinâmico e

* utilização de materiais de alta resistência, o que acentua os

fatores anteriores.

Estima-se que cerca de 90% das falhas em serviço dos componentes

que sofrem movimento, podem ser atribuídos ao fenômeno de fadiga

(MEYERS; CHAWLA, 1982).

Estudos de análise de falhas de componente aeronáuticos, realizados

pelo setor de Investigação de Acidentes Aeronáuticos da Divisão de

Materiais (AMR), do Instituto de Aeronáutica e Espaço (IAE),

verificaram uma incidência de falhas em componentes fabricados em

ligas de alumínio, por fadiga sob corrosão e por defeitos superficiais

(CAMPOS, 2000; GRAÇA, 1989).

A corrosão pode ser entendida como uma modificação química ou

estrutural de um material provocada pela ação química ou eletroquímica

de agentes do meio ambiente (DUTRA, 2002; MAGNIN, 1993; UHLIG,

1966).

Para minimizar o efeito da corrosão, diversos são os mecanismos

utilizados. Para as ligas de alumínio o mais comum é a anodização,

processo eletroquímico em banho ácido que aumenta a resistência à

corrosão, melhora a aparência do metal, aumenta a resistência à abrasão,

aumenta a adesão da pintura externa e melhora o isolamento elétrico

(ABAL, 1996).

Existem estudos que demonstram que o processo de anodização

provoca alterações no comportamento em fadiga das ligas de alumínio

3 2

alta resistência, e o efeito é tanto mais sensível quanto maior a espessura

da camada anodizada (CAMPOS, 2000; GROSSKREUTZ, 1970).

O presente trabalho foi desenvolvido dentro de uma parceria entre a

o Departamento de Materiais e Tecnologia da Faculdade de Engenharia

de Guaratinguetá (DMT/FEG/UNESP) e a empresa EMBRAER-

LIEBHERR (ELEB). As características técnicas e científicas do trabalho

têm como base às tecnologias de processo da ELEB, com critérios de

projeto de vida segura.

O interesse para este trabalho surgiu da necessidade de aumentar os

conhecimentos sobre o comportamento em fadiga da liga Al 7050 T-7451

submetido a processos de proteção superficial contra a corrosão, para

identificar a viabilidade de sua aplicação e o efeito do processo de shot

peening sobre este comportamento. Na indústria aeronáutica em função

das características do produto são comuns necessidades específicas para

os componentes, isto gera problemas, que requerem soluções

particulares. A tabela (1.1) apresenta a seqüência que motivou a busca

das soluções.

Tabela(1.1) – Aeronáutica: necessidade e solução

INDÚSTRIA AERONÁUTICA

NECESSIDADE PROBLEMA SOLUÇÃO

Leveza + Resistência mecânica

Material Ligas de alumínio

Ligas de alumínio Resistência à corrosão

Tratamentos superficiais

Tratamentos superficiais Resistência à fadiga Tratamentos mecânicos

3 3

1.2 OBJETIVOS

Os principais objetivos deste trabalho são:

a) avaliar o efeito dos processos de anodização crômica, sulfúrica e

dura sobre a resistência à fadiga da liga AA 7050 T-7451, para ensaios

de fadiga axial, flexão rotativa e flexão alternada.

b) avaliar o campo de tensões residuais induzidas pelos processos de

anodização procurando estabelecer relação com os resultados em fadiga.

c) identificar os mecanismos e a localização preferencial de

nucleação de trincas de fadiga nos corpos-de-prova para os diferentes

processos de anodização.

d) verificar a viabilidade de se aplicar o processo de shot peening

para aumentar a resistência à fadiga da liga de alumínio submetida aos

processos de anodização.

e) identificar dentre os processos de anodização estudados aqueles

que mais interferem na resistência à fadiga da liga AA 7050 T-7451.

3 4

CAPÍTULO 2 – REVISÃO BIBLIOGRÁFICA

2.1 - A SELEÇÃO DOS MATERIAIS METÁLICOS

O projeto de peças e estruturas metálicas leva em consideração diversos fatores

que são inter-relacionados. Os requisitos de desempenho são estabelecidos de maneira

a compatibilizar a função exigida da peça com as possibilidades de sua fabricação a

partir de um determinado material escolhido.

As funções requeridas determinam as especificações necessárias para o projeto a

fim de garantir o seu desempenho, enquanto que as especificações do projeto se

compõem de um rol de indicações técnicas referentes a forma, dimensões, tolerâncias,

acabamento e materiais constituintes do produto que permitem atender as

especificações de desempenho.

As propriedades mecânicas dos materiais metálicos devem ser consideradas

como uma das questões básicas apresentadas na seleção e especificação dos materiais

para um determinado projeto, além das propriedades de resistência à corrosão,

propriedades físicas em geral, propriedades de fabricação, etc.

As propriedades mecânicas devem ser analisadas de acordo com o tipo de

solicitação, que podem ser divididas em carregamento monotônico e carregamento

dinâmico. As propriedades mecânicas estáticas são obtidas geralmente do ensaio de

tração enquanto que as propriedades dinâmicas são determinadas a partir de ensaios de

fadiga e de impacto, dependendo do tipo específico da solicitação dinâmica aplicada

sobre o componente.

A matéria-prima adquirida para a fabricação dos componentes deve apresentar

características compatíveis com as exigências do projeto do produto e do processo de

fabricação, sendo especificado nos seguintes itens fundamentais:

*Composição química – indica os elementos químicos

constituintes do material em faixas de composição e os elementos

considerados impurezas em teores máximos.

* Condição – indica o processo de fabricação aplicado ao material como

laminação a frio ou a quente, trefilação, fundição, forjamento e, ainda os tratamentos

3 5

térmicos e mecânicos que condicionam o tipo de microestrutura do metal ou da liga

metálica.

* Forma – os materiais fabricados apresentam-se comumente nas

formas de produtos planos (placas, chapas grossas ou finas, tiras e

folhas), de produtos não-planos (perfis, barras, arames e tubos) ou ainda

com geometrias diversas (forjados, fundidos ou sinterizados).

* Acabamento superficial – a indicação do acabamento superficial, em termos

de rugosidade e de aparência e, ainda, do tipo de proteção superficial aplicada (óleos

protetores, pintura, anodização, revestimentos metálicos etc.).

2.2 - ALUMÍNIO E SUAS LIGAS

2.2.1 – A evolução do alumínio e suas ligas.

O alumínio é um dos metais não-ferrosos mais produzidos no mundo e sua

utilização tornou-se possível e viável graças a sua disponibilidade, à evolução dos

processos de fabricação e tratamentos térmicos (ABAL, ,2006).

Em 1886, Hall-Heroult obteve o alumínio pelo processo

eletroquímico de redução do metal, utilizado até hoje.

Em 1906, Alfred Wilm descobriu o método de endurecimento de

uma liga Al-Cu através do tratamento de solubilização seguido de

precipitação natural, e proporcionou o início da utilização do alumínio

em larga escala na indústria aeronáutica. Em 1914, o duralumínio já era

empregado como material estrutural na fabricação de aviões.

A partir de 1930, a melhoria do desempenho e a redução do peso das aeronaves

eram as principais metas a serem atingidas, o que levou ao desenvolvimento das

primeiras ligas da série 2XXX (Al-Cu-Mg/Si), usadas nas aplicações aeroespaciais.

Em 1940, foi desenvolvida a liga 7075 na condição T6, utilizada nos aviões B29

durante a segunda guerra mundial.

Nos anos 60 foram desenvolvidos os estudos da análise da mecânica da fratura

linear elástica, que revelaram a necessidade de melhoria na combinação da resistência

e da tenacidade à fratura das ligas de alumínio.

3 6

Durante os anos 70, foram desenvolvidas ligas da série AA 7XXX e, em

particular a liga 7050-T74, para preencher a necessidade de um material de alta

resistência mecânica, boa resistência à corrosão e à trinca por corrosão sob tensão,

além de boa tenacidade à fratura e à fadiga.

Na década de 90, com uma frota de aviões velhos e com os altos custos de

aquisição, utilização e manutenção, surge a necessidade de se incorporar novos

parâmetros aos materiais de uso aeronáutico que vão além da resistência específica, da

tolerância ao dano e do aumento da resistência à corrosão. Os materiais devem ser

acessíveis aos novos métodos de produção com um baixo custo (CARVALHO, 1999).

2.2.2 – Alumínio - designação, classificação e tipos de ligas.

Leveza, ductilidade, resistência a esforços mecânicos e a ataques do meio

ambiente, alto valor econômico da sucata e enormes jazidas tornam o alumínio o

material mais utilizado no mundo depois do aço.

Apresenta boa condutibilidade térmica e relativamente alta condutibilidade

elétrica (65% IACS).

O baixo peso específico do alumínio torna-o de grande utilidade em

equipamentos de transporte (ferroviário, rodoviário, aéreo e naval) e na indústria

mecânica, numa grande variedade de aplicações.

O baixo ponto de fusão, aliado a um elevado ponto de ebulição (cerca de 2000ºC)

e a uma grande estabilidade a qualquer temperatura, torna viável a fusão e a moldagem

do alumínio.

A condutibilidade térmica, inferior somente da prata, cobre e ouro, o torna

adequado para aplicações em equipamento destinado a permutar calor.

A resistência à corrosão do alumínio advém da formação de uma

película de óxido na superfície do material de natureza quimicamente

estável; essa película protetora de pequena espessura (50 a 100 Å) é de

elevada dureza e, além disso, é transparente e aderente à superfície do

metal. Essa resistência à corrosão é melhorada por anodização, que ainda

melhora sua aparência (ABAL, 1996).

A tabela (2.1) apresenta algumas propriedades físicas do metal

alumínio (Aluminum Standards and data 2000, 2001; ASM, 1979).

3 7

Tabela (2.1) – Propriedades físicas do alumínio comercialmente puro.

PROPRIEDADES FÍSICAS DO ALUMÍNIO

Numero atômico

Massa específica teórica

Temperatura de ebulição

Temperatura de fusão

Calor específico

Calor latente de fusão

Condutibilidade térmica

Resistividade elétrica

Condutibilidade elétrica

Estrutura cristalina

13

2698

1979 - 2477

660

400

397

247

26,55

64,94

c.f.c.

kg/m³

ºC

°C

J/kg.K

kj/kg

W/m.K

n.m

%IACS

(25°C)

(20°C)

O alumínio puro apresenta baixa resistência a esforços mecânicos e baixos níveis

de dureza, não sendo recomendado para peças sujeitas a esforços elevados.

Para melhorar as características do alumínio, foram desenvolvidas novas ligas e

processos de beneficiamento. Eles são usados com a finalidade de dar ao metal

características especiais para usos especiais (ABAL,2006).

Existem várias maneiras para melhorar as propriedades de um metal. Podem-se

acrescentar elementos químicos e obter uma liga. Por meio de processos mecânicos,

como laminação ou prensagem, pode-se torná-lo mais resistente. Também é possível

obter esse tipo de resultado com um processo de tratamento térmico. Isso é

perfeitamente aplicável ao alumínio.

Uma das funções das ligas de alumínio é aumentar a resistência mecânica sem

prejudicar as outras propriedades. Assim, novas ligas têm sido desenvolvidas

combinando as propriedades adequadas a aplicações específicas.

O metal pode manter mais elementos de liga em solução sólida em temperaturas

elevadas, do que nas temperaturas mais baixas. Conseqüentemente, quando resfriado,

ele tende a precipitar o excesso dos elementos de liga da solução. Este precipitado

pode ser na forma de partículas duras (compostos intermetálicos). Estes agregados de

átomos metálicos tornam a rede cristalina ainda mais rígida e endurecem a liga.

3 8

As ligas de alumínio são formadas principalmente com a adição de cobre,

magnésio, manganês, silício ou zinco ao alumínio. A escolha dos elementos e sua

proporção nessa adição dependem das propriedades finais que se quer obter.

A grande variedade de ligas comerciais de alumínio e de tratamentos térmicos

fornece combinações específicas de resistência mecânica, tenacidade à fratura,

resistência à fadiga, resistência à corrosão, soldabilidade etc. Estas características,

aliadas a elevadas relações resistência/massa específica e ao fato de não apresentarem

transição brusca ductil-frágil no comportamento em fratura com o abaixamento da

temperatura, tornam as ligas de alumínio materiais ideais para aplicações estruturais

em diversas temperaturas e níveis de carregamento.

O sistema de designação, apresentado pela Aluminum Association, divide as

ligas de alumínio em dois grupos básicos: as ligas trabalháveis tabela (2.2) e as ligas

fundidas tabela (2.5).

2.2.3 – Alumínio – ligas trabalhadas.

Tabela (2.2) – Sistema de designação do alumínio e ligas de alumínio trabalhado

(AA,2000).

ALUMÍNIO E SUAS LIGAS - TRABALHAVEIS

Designação da série Indicação da composição

1XXX 99,00% mín. de alumínio

2XXX Cobre

3XXX Manganês

4XXX Silício

5XXX Magnésio

6XXX Magnésio e Silício

7XXX Zinco

8XXX Outros elementos

9XXX Série não utilizada

O sistema de designação, apresentado pela Aluminum Association, para os

materiais trabalhados é composto de quatro dígitos. O primeiro classifica a liga pela

série segundo o principal elemento adicionado; o segundo, se diferente de zero, indica

3 9

a modificação na liga básica; e o terceiro e o quarto indicam para o alumínio o teor

mínimo deste metal, e, para as ligas, identificam as de composição específica.

As ligas da série 7XXX são geralmente usadas em aplicações que envolvem

componentes altamente carregados mecanicamente. Algumas ligas apresentam elevada

tenacidade à fratura, resistência mecânica e resistência à fadiga

Alguns exemplos de ligas com características e aplicações principais estão

relacionados na tabela (2.3). A composição química das ligas de alumínio mais usadas

nas indústrias aeronáutica e aeroespacial, conforme as especificações da Alcoa

Aluminum Standard, estão na tabela (2.4).

4 0

Tabela (2.3) – Ligas trabalháveis: tipos, características e aplicações (ABAL, 2006).

LIGAS DE ALUMÍNIO TRABALHÁVEIS

Liga Características Aplicações

1050

1100

Alumínio comercialmente puro, muito

dúctil no estado recozido, indicado para

deformação a frio. Estas ligas têm

excelente resistência à corrosão, que é

crescente com o aumento da pureza da liga

Equipamentos para indústrias alimentícias, químicas,

bebidas, trocadores de calor ou utensílios domésticos.

1350

Alumínio 99,5% de pureza, com

condutividade mínima de 61% IACS.

Barramentos elétricos, peças ou equipamentos que

necessitem de alta condutibilidade elétrica.

2017

2024

2117

2219

Ligas AlCu, com elevada resistência

mecânica, alta ductilidade, média

resistência à corrosão e boa usinabilidade.

Peças usinadas e forjadas, indústria aeronáutica,

transporte, máquinas e equipamentos.

3003

Ligas AlMn, com boa resistência à

corrosão, boa conformabilidade e

moderada resistência mecânica. São ligas

de uso geral.

Carrocerias de ônibus e de furgões, equipamentos

rodoviários e veículos em geral, reboques, vagões,

utensílios domésticos, equipamentos para indústria

química e alimentícia, telhas, cumeeiras, rufos,

calhas, forros, construção civil e fachadas.

4043

4047

Ligas AlSi utilizadas em varetas de solda. Soldagem das ligas das séries 1XXX, 3XXX e

6XXX.

5005

5052

5056

Ligas AlMg são dúcteis no estado recozido,

mas endurecem rapidamente sob trabalho a

frio. Alta resistência à corrosão em ambientes

marítimos. Em geral a resistência mecânica

aumenta com os teores crescentes de

magnésio.

Carrocerias de ônibus e de furgões, equipamentos

rodoviários e veículos em geral, estruturas solicitadas,

reboques, vagões ferroviários, elementos estruturais,

utensílios domésticos, equipamentos para indústrias

química e alimentícia, telhas, cumeeiras, rufos, calhas,

forros, construção civil, fachadas e embarcações.

6053

6061

6063

6351

Ligas AlMgSi, tratáveis termicamente com

excelente resistência mecânica na têmpera T6.

Carrocerias de ônibus e de furgões, equipamentos

rodoviários e veículos em geral, estruturas solicitadas,

reboques, vagões ferroviários, elementos estruturais,

utensílios domésticos, equipamentos para indústrias

química e alimentícia, telhas, cumeeiras, rufos, calhas,

forros, construção civil, fachadas e embarcações.

7075

7178

Ligas AlZn, tratáveis termicamente, alta

resistência mecânica, boa resistência à

corrosão e boa conformabilidade.

Peças sujeitas aos mais elevados esforços

mecânicos em indústrias aeronáutica, de defesa,

máquinas e equipamentos, moldes para injeção de

plástico e estruturas.

4 1

Tabela (2.4) - Composição química das ligas de alumínio trabalhadas – Alcoa

Aluminum Standards (AA,2000)

COMPOSIÇÃO QUÍMICA DAS LIGAS DE ALUMÍNIO TRABALHADAS

Alloy Cu Mg Zn Li Mn Cr Zr Sc Ag V Si Fé Cd Ti

2024

4,4 1,5 0,7 0,50* 0,50*

2324

4,1 1,5 0,6 0,10* 0,12*

2219

6,3 0,3 0,18 0,10 0,20* 0,30*

2519

5,9 0,2 0,3 0,18 0,10 0,25* 0,30*

6013

0,8 1,0 0,3 0,60* 0,50*

7075

1,6 2,5 5,6 0,3* 0,23 0,40* 0,50*

7475

1,6 2,3 5,8 0,20 0,12* 0,15*

2,0 1,9 5,7 0,08

7050

- - - 0,10* 0,04* - 0,12* 0,15* 0,06*

2,6 2,6 6,7 0,15

7150

2,2 2,3 6,4 0,12 0,10* 0,12*

7055

2,3 2,05 8,0 0,12 0,10* 0,15*

2020

4,5 1,2 0,5 0,20* 0,30* 0,2

2090

2,7 2,1 0,11 0,10* 0,12*

2091

2,0 1,3 2,0 0,11 0,20* 0,30*

2094

4,8 0,4 1,3 0,11 0,4 0,12* 0,15*

2095

4,3 0,4 1,3 0,11 0,4 0,12* 0,15*

2195

4,0 0,4 1,0 0,11 0,4 0,12* 0,15*

2096

2,7 0,4 1,6 0,11 0,4 0,12* 0,15*

2097

2,8 0,35* 0,35* 1,5 0,35 0,11 0,12* 0,15*

2197

2,8 0,25* 0,05* 1,5 0,3 0,11 0,10* 0,10*

8090

1,2 0,8 2,4 0,11 0,20* 0,30*

1420

5,2 2,1 0,11 0,15* 0,20*

1421

5,2 2,1 0,11 0,17 0,10* 0,15*

1440

1,5 0,8 2,4 0,11 0,10* 0,15*

1450

2,9 2,1 0,11 0,10* 0,15*

1460

2,9 2,25 0,11 0,09 0,10* 0,15*

(*) Valores máximos admitidos

2.2.4 – Alumínio – ligas fundidas.

Os materiais para fundição são designados com três dígitos

separados de um quarto dígito por um ponto. O primeiro dígito indica a

liga pela série segundo o elemento principal adicionado; o segundo e o

terceiro dígitos caracterizam as ligas de composição específica; e o

quarto, que segue o ponto, indica: se for dígito 0, peça fundida em

moldes, se for dígito 1, material na forma de lingote. Possíveis

4 2

modificações que ocorram nas ligas já classificadas ou nos limites de

impurezas são indicados por uma seqüência de letras, após o sistema de

classificação. A seqüência inicia-se com a letra A e omitem-se as letras

I, O, Q e X, que são reservadas para as ligas experimentais.

Tabela (2.5) – Sistema de designação do alumínio e ligas de alumínio fundido

(AA,2000).

ALUMÍNIO E SUAS LIGAS FUNDIDAS

Designação da série Indicação da composição

1XX.X 99,00% mín. de alumínio

2XX.X Cobre

3XX.X Silício e cobre e/ou magnésio

4XX.X Silício

5XX.X Magnésio

6XX.X Série não utilizada

7XX.X Zinco

8XX.X Estanho

9XX.X Outros elementos

Diferentemente dos materiais trabalháveis, sujeitos a uma variação dos processos

de aquecimento e de resfriamento, as ligas de fundição adquirem suas propriedades na

condição de fundida (em alguns casos, com tratamento térmico).

A tabela (2.6) apresenta algumas das mais importantes ligas de alumínio

utilizado em fundição e suas principais aplicações.

4 3

Tabela (2.6) – Ligas fundidas: características e aplicações (ABAL,2006).

LIGAS DE ALUMÍNIO UTILIZADAS EM FUNDIÇÃO

Liga Características Aplicações

150.0

Alumínio comercialmente puro com excelente

resistência à corrosão e boa condutividade elétrica

(57% IACS), não tratável termicamente. Fundição

em molde permanente, areia e sob pressão.

Acessórios utilizados nas indústrias químicas e de

alimentação, rotores, condutores elétricos e

equipamentos industriais.

242.0

Excelentes propriedades mecânicas em

temperaturas elevadas e muito boa usinabilidade.

Baixa resistência à corrosão. Fundição em moldes

permanentes e em areia.

Pistões e cabeçotes para aviões, motores a diesel e

de motocicletas.

295.0

Média resistência, boa usinabilidade. Baixa

resistência à corrosão. Fundição em areia.

Elementos estruturais de máquinas, equipamentos

e aviação, cárter, rodas de ônibus e de aviões.

319.0

Resistência mecânica moderada e boas

características de fundição e usinagem. Fundição

em molde permanente e em areia.

Uso geral, além de revestimentos e caixas de

equipamentos elétricos.

355.0

Média resistência mecânica, com excelente

fluidez, boa usinabilidade após tratamento

térmico, boa estanqueidade sob pressão. Fundição

em moldes permanentes e em areia.

Peças complexas ou sob tensão, cabeçote de

cilindros, corpo de válvulas, camisa de água,

união para mangueiras, acessórios para indústria

de máquinas e na construção civil.

C355.0

Similar à 355.0, mas com maior resistência

mecânica, excelente característica de alimentação

(ideal para peças fundidas espessas). Fundição em

moldes permanentes e em areia.

Peças estruturais sob tensão, componentes de

aviação e de mísseis, acessórios de máquinas e

equipamentos, construção civil, fachadas e

embarcações.

356.0

Média resistência mecânica, excelente fluidez e

estanqueidade sob pressão, boa resistência à

corrosão e usinabilidade. Fundição em moldes

permanentes e em areia.

Peças fundidas com seções finas, cilindros,

válvulas, cabeçotes, blocos de motores,

ferramentas pneumáticas e componentes

arquiteturais anodizados na cor cinza.

357.0

Elevada resistência mecânica, excelente fluidez e

resistência à corrosão. Fundição em molde

permanente e areia.

Peças sob tensão que exigem relação de peso com

elevadas propriedades mecânicas e de resistência

à corrosão, tais como, componentes de aviação e

de mísseis.

350.0

Excelente estanqueidade sob pressão, resistência à

corrosão e muito boa usinabilidade. Fundição sob

pressão.

Recipientes e componentes de iluminação, peças

externas de motores e utensílios domésticos.

380.0

Bom acabamento superficial, muito boa

usinabilidade, podendo ser anodizada. Fundição

sob pressão.

Peças de utensílios domésticos em geral.

4 4

Tabela (2.6) - continuação

A380.0

Elevada resistência mecânica tanto em locais com

temperaturas ambiente como elevadas, muito boa

fluidez, boa estanqueidade sob pressão,

usinabilidade e resistência à corrosão. Fundição

sob pressão.

Peças para utensílios domésticos em geral,

indústrias elétrica e automotiva.

413.0

Excelente estanqueidade sob pressão e resistência

à corrosão, baixa usinabilidade. Fundição sob

pressão.

Caixas de medidores de energia elétrica, peças

externas de motores e peças fundidas com seções

finas que requerem boa resistência à corrosão.

443.0

Baixa resistência mecânica, muito boa fluidez,

excelente estanqueidade sob pressão e resistência

à corrosão. Fundição em molde permanente, areia

e sob pressão.

Peças fundidas com seções finas, utensílios

domésticos, moldes para artefatos de borracha e

componentes arquiteturais anodizados na cor

cinza.

518.0

Excelente usinabilidade e resistência à corrosão,

alta ductilidade, baixa fluidez e excelentes

propriedades de acabamento superficial. Fundição

sob pressão.

Aplicações marítimas, acessórios ornamentais de

máquinas e equipamentos.

520.0

Excelente resistência mecânica, inclusive sob

cargas de impacto, boas condições de anodização

e de polimento, baixa fluidez, excelente

usinabilidade e resistência à corrosão, mas

suscetível à corrosão sob tensão em temperaturas

acima de 120ºC. Fundição em areia.

Peças submetidas a elevadas tensões na

engenharia de aviação, marítima e de transporte.

712.0

Boas propriedades mecânicas, envelhece

naturalmente, se retempera após soldagem,

excelente usinabilidade e boa resistência à

corrosão. Fundição em areia.

Peças fundidas para conjuntos de brasagem

2.2.5 – Ligas de alumínio – série 7000 - ligas Al–Zn

Entre as ligas da série 7XXX (Al-Zn) destacam-se os subgrupos Al-Zn-Mg e

Al-Zn-Mg-Cu. Assim como as ligas Al-Cu e Al-Mg-Si, são ligas endurecíveis por

precipitação, ou seja, mediante tratamento térmico controlado em condições

específicas, geralmente de solubilização e envelhecimento, apresentam ganhos

significativos de dureza. Encontram sua principal aplicação na fabricação de aviões,

uma vez que essas ligas da série 7XXX são aquelas que atingem os níveis mais

4 5

elevados de resistência mecânica entre as ligas de alumínio (ASM, 1990;

INFOMET/ALUMÍNIO, acesso 17/08/2006).

2.2.6 – A liga AA 7050

As ligas AA 7050 são muito usadas na indústria aeronáutica. São constituídas

basicamente dos elementos Al-Zn-Mg-Cu e desenvolvem alta resistência em seções

espessas, boa tenacidade à fratura, alta resistência à corrosão por esfoliação, sem perda

de resistência em fadiga, comparativamente as suas antecessoras mais próximas: as

ligas 7079 e 7075 (CAMPOS, 2000; MENDOZA, 1986).

A liga 7050 é utilizada em partes estruturais de aeronaves, por

apresentar alta tenacidade à fratura, alta resistência à fadiga, excelente

resistência à corrosão por esfoliação e corrosão sob tensão (LIU;

KULAK, 2000; STANLEY; HUNT, 2002; ASM,1967; BUCCI, 1979).

Alem das suas propriedades metalúrgicas, esta liga demonstra

excelente usinabilidade na fabricação de peças espessas e de geometria

complexas.

Algumas das aplicações típicas utilizadas em aeronaves são: nas

asas (nervuras das empenagens, longarinas, rebites reforçadores e

revestimentos), trem-de-pouso (nas partes de suporte) e em cavernas

onde exigem maior responsabilidade mecânica da fuselagem e não podem

apresentar problemas superficiais que geram trincas (MULLINO;

SILVA; VILELA, 1980).

A figura (2.1) apresenta algumas aplicações da série 7000 na

aviação civil (ROSATO, 2003).

4 6

Figura (2.1) – Principais aplicações das ligas da série 7000 nas estruturas aeronáuticas

civis (adaptado de ROSATO, 2003).

2.3 – TRATAMENTOS TÉRMICOS E MECÂNICOS DA LIGAS DE

ALUMÍNIO

2.3.1 - Normalização

Complementando o sistema de normalização, existe o sistema de designação da

condição de endurecimento do material obtido por tratamento mecânico ou térmico. O

sistema de designação é alfa numérico e recebe a seguinte designação: as letras usadas

são F, O, H, W e T (AA, 2000; MIL, 1998; ABAL,2006):

Classificação de tipos de tratamentos, adotada pela Aluminum

Association:

F = como fabricado: aplica-se aos produtos resultantes de

conformação mecânica (laminação, extrusão e outros)

O = recozido: aplica-se aos produtos inicialmente trabalhados e

depois recozidos para obter a resistência mecânica mais baixa, e aos

Asas

Revestimento Superior: Al 7050-T7451

Revestimento Inferior: Al 7475-T7351

Longarinas: Al 7050-T7452 / Al 7475-T7351

Estabilizadores Horizontais

Reforçador: Al 7050-T6511

Longarinas: Al 7050-T7451 / Al 7475-T7351

Estabilizador Vertical

- Reforçador: Al 7050-T6511

- Longarinas: Al 7050-T7451 / Al 7475-T7351

Fuselagem

Reforçador: Al 7050-T6511

4 7

produtos fundidos que são recozidos com o objetivo de aumentar a

ductilidade e a estabilidade dimensional.

W = solubilizado: têmpera instável aplicável somente às ligas que

envelhecem espontaneamente na temperatura ambiente (envelhecimento

natural) após solubilização. Esta designação é especificamente usada

quando o período de envelhecimento natural é indicado, como por

exemplo no caso de W 1hora.

T = termicamente tratado para produzir têmperas estáveis diferentes

de F, O ou H: aplica-se aos produtos que são termicamente tratados, com

ou sem deformação suplementar, para produzir têmperas estáveis.

A letra T é sempre seguida por um ou mais dígitos. Um período de

envelhecimento natural pode ocorrer entre as operações relacionadas

para as têmperas T.

Exemplo: T7 = solubilizado e estabilizado. Aplica-se a produtos que

são estabilizados após solubilização para levá-los além do ponto de

máxima resistência mecânica, de modo a permitir o controle de alguma

característica especial.

Para o caso específico do material utilizado neste estudo empregou-

se o tratamento T7451.

T7451= solubilização, resfriamento rápido, estiramento nominal

permanente até 2% em relação às dimensões originais e duplo

envelhecimento artificial.

2.4 - CORROSÃO – CONCEITO – TIPOS – CARACTERÍSTICAS PRINCIPAIS

2.4.1 - Conceito

Ao se considerar o emprego de materiais na construção de equipamentos ou

instalações é necessário que estes resistam à ação do meio corrosivo, além de

apresentar as propriedades mecânicas requeridas para o seu desempenho.

A corrosão pode incidir sobre diversos tipos de materiais, sejam metálicos como

os aços ou as ligas de cobre, ou não-metálicos, como plásticos, cerâmicos ou concretos

(ABRACO, 2006).

4 8

Os processos de corrosão eletroquímica são mais freqüentes na natureza e se

caracterizam basicamente por (ABRACO, 2006):

* necessariamente na presença de água no estado líquido;

* temperaturas abaixo do ponto de orvalho da água, sendo a grande maioria na

temperatura ambiente; e

* formação de uma pilha ou célula de corrosão, com a circulação de elétrons na

superfície metálica.

Nos processos de corrosão, os metais reagem com os elementos não metálicos

presentes no meio, O

2

, S, H

2

S, CO

2

entre outros, produzindo compostos semelhantes

aos encontrados na natureza, dos quais foram extraídos. Conclui-se, portanto, que

nestes casos a corrosão corresponde ao inverso dos processos metalúrgicos, como pode

ser observado na figura (2.2).

Figura (2.2) – Processo metalúrgico x processo de corrosão(ABRACO, 2006).

Os processos de corrosão química são, por vezes, denominados corrosão ou

oxidação em altas temperaturas. Estes processos são menos freqüentes na natureza, e

envolvem operações onde as temperaturas são elevadas.

Tais processos corrosivos caracterizam-se basicamente por:

* ausência da água líquida;

* temperaturas, em geral, elevadas, sempre acima do ponto de orvalho da água; e

* interação direta entre o metal e o meio corrosivo.

4 9

2.4.2 – Principais tipos de corrosão

Os processos corrosivos de natureza eletroquímica apresentam mecanismos

idênticos porque sempre são constituídos por áreas anódicas e catódicas, entre as quais

circula uma corrente de elétrons e uma corrente de íons. Entretanto, a perda de massa e

o modo de ataque sobre o material dá-se de formas diferentes determinando o tipo de

corrosão. Os principais processos de corrosão são (ABRACO, 2006):

* corrosão uniforme;

* corrosão por pites;

* corrosão por concentração diferencial;

* corrosão galvânica;

* corrosão seletiva;

* corrosão por escoamento de fluidos;

* corrosão intergranular; e

* corrosão sob tensão.

2.5 - PROTEÇÃO CONTRA CORROSÃO

2.5.1 – A proteção anticorrosiva

Os materiais metálicos podem ter resistência própria à corrosão ou

tê-la ampliada pela utilização dos métodos ou técnicas de proteção

anticorrosiva.

A tecnologia hoje existente permite a utilização dos materiais em

praticamente todos os meios corrosivos com a durabilidade dentro da

extensão desejada.

A resistência à corrosão dos materiais metálicos está associada ao

fato deles serem expostos ao meio corrosivo, apresentando taxas de

corrosão baixas e controladas (ABRACO, 2006).

2.5.2 - Resistência própria do material à corrosão

Os materiais metálicos podem possuir resistência própria a

determinados meios corrosivos. Esta resistência está associada à

passivação do material no meio corrosivo considerado, que é função da

composição química do material. Dentre os elementos de liga que

5 0

formam a camada passiva podem-se citar: alumínio, cromo, titânio e

níquel (ABRACO, 2006).

2.5.3 - Métodos que melhoram a resistência à corrosão eletroquímica.

Alguns materiais de elevado uso industrial possuem baixa

resistência à corrosão na maioria dos meios. Esta resistência pode ser

melhorada, ampliada ou até mesmo obtida no seu grau mais elevado,

utilizando de técnicas ou métodos de proteção anticorrosiva que

promovem a passivação ou a polarização do material. Dentre estas

técnicas ou métodos podem ser citados os revestimentos, os inibidores

de corrosão, as técnicas de modificação do meio, a proteção catódica e a

anódica (ABRACO, 2006).

2.5.4 -

Revestimentos protetores

Os revestimentos protetores são películas aplicadas sobre a superfície metálica e

que dificultam o contato da superfície com o meio corrosivo e impedem a difusão do

oxigênio ou outro elemento reativo até o substrato. Os óxidos metálicos naturais,

encontrados no alumínio ou no aço inoxidável, ou o óxido artificial da anodização são

exemplos deste tipo de revestimento. Este tipo de proteção perde sua eficiência quando

alguma falha permite o acesso do agente agressor ao substrato (AMORIM, 2003).

Outros recobrimentos anti-corrosivos para peças metálicas usam os processos de

eletro-deposição (FONTANA; GREENE, 1983). A eletro-deposição na

superfície dos aços geralmente reduz a resistência à fadiga do material. As condições

do processo produzem grandes variações nas tensões residuais, na adesão, na

porosidade e na dureza da camada depositada (DIETER, 1988).

Cádmio, cromo e níquel, são materiais aplicados por eletrodeposição. Peres

(1996) observou que a deposição de cádmio no aço 4340, não afetou a resistência a

fadiga por ser um material mais dúctil que o substrato. O cromo duro quando aplicado

apresenta micro trincas em sua camada (JONES, 1989; TORRES, 2002) e reduz a

resistência à fadiga do aço, somente sendo justificada sua utilização quando a

resistência ao desgaste é um fator essencial de projeto (TORRES, 2002;

NASCIMENTO et al, 2001). O níquel também reduz a resistência à fadiga e sua

5 1

utilização é recomendada para peças fixas com necessidade de elevada dureza

superficial (AMORIM, 2003).

Em contraste com a aletrodeposição, a anodização não produz um depósito sobre

a superfície, mas converte o material base em um óxido de alta dureza e apresenta

porosidade.

2.6 – A CORROSÃO E A INDÚSTRIA AERONÁUTICA

O envelhecimento das aeronaves despertou interesse da comunidade aeronáutica

internacional, no que diz respeito ao desenvolvimento de novos métodos de proteção

de corrosão. A corrosão na estrutura das aeronaves é resultante da combinação de

certos fatores como a seleção de ligas e têmperas susceptíveis à corrosão, utilização de

um sistema de proteção inadequado ou deteriorado, e exposição a vários ambientes

corrosivos.

As aeronaves modernas são construídas com ligas metálicas leves, que são

altamente reativas aos contaminantes atmosféricos. A atmosfera salina das regiões

costeiras e os contaminantes industriais das áreas urbanas atacam as ligas metálicas

(PIRES; MORALES, 2002).

Praticamente todas as partes da aeronave estão sujeitas a danos causados por

corrosão, mas certas áreas como a canoa do avião, compartimento de bateria,

lavatórios e compartimentos dos trens-de- pouso, são mais susceptíveis à corrosão.

Tais áreas devem ser limpas e inspecionadas mais freqüentemente do que as demais

áreas da aeronave. A severidade da corrosão nestas áreas pode ser aumentada por uma

série de fatores que inclui presença de poluentes industriais; utilização de produtos

químicos nas pistas dos aeroportos, para evitar a formação de gelo; umidade; variações

extremas de temperaturas; ventos provenientes de ambientes corrosivos (PIRES;

MORALES, 2002; FAA, 1991).

2.6.1 – A corrosão nas ligas de alumínio

A resistência à corrosão em ligas de alumínio varia de liga para

liga, e depende da composição da liga, do meio agressivo e das medidas

de proteção superficial aplicadas, tais como a anodização.

A superfície do material reage quando exposta ao ar e a meios

5 2

aquosos, formando espontaneamente uma camada de óxido, na faixa de

0,001-0,0025

m

µ

. Essa camada é estável, com boa adesão, impermeável

ao oxigênio e, embora extremamente fina, atua como uma proteção

superficial (CAMPOS, 2000; FAA, 1991). Porém, essa camada pode

deteriorar caso o meio tenha pH alto (> 8,5 - alcalino) ou baixo (<4 -

ácido), além dos danos mecânicos superficiais, que podem gerar pites de

corrosão (HOLLINGWORTH; HUNSICKER, 1996).

2.6.1.1 - Corrosão uniforme ou geral em ligas de alumínio

A corrosão uniforme raramente ocorre em ligas de alumínio, exceto

quando em meio muito alcalino ou muito ácido, e expostas por longos

tempos (MAGNUSEN, 1997), e frequentemente medida pela perda de

massa por unidade de tempo.

E freqüentemente medida pela perda de massa por unidade de

tempo.

2.6.1.2 - Corrosão por esfoliação em ligas de alumínio

A corrosão por esfoliação pode ocorrer nas séries 2000 (Al-Cu) e

7000 (Al-Zn-Mg-Cu), que tenham sido extrudadas, laminadas ou

forjadas, com uma microestrutura que contém grãos alongados

(CAMPOS, 2000).

2.6.1.3 - Corrosão sob tensão (CST) em ligas de alumínio

A corrosão sob tensão é definida como a nucleação e crescimento de

trincas devido à ação combinada e simultânea de tensões de tração

(aplicada ou residual) e ao meio agressivo no qual o material está

exposto.

As trincas de corrosão sob tensão (CST) observadas em

componentes que falharam em serviço são geralmente intergranulares.

Os principais meios agressivos que podem causar corrosão sob

tensão nas ligas de alumínio são: umidade do ar, água, e atmosfera

marinha (ASM, 1992).

A ação conjunta dos esforços de tração atuando e o meio, corrosivo

provocam a nucleação e propagação de trincas e causam a ruptura final

5 3

da peça (MARTINS, 1996; HERTZBERG, 1976).

2.6.1.4 - Fadiga sob corrosão em ligas de alumínio

Ocorre em ligas de alumínio como resultado de uma ação combinada

de tensões cíclicas e meio corrosivo. As tensões cíclicas causam a

ruptura dos filmes protetores passivos e favorecem uma aceleração da

corrosão, podendo iniciar o aparecimento e o crescimento de trincas.

O controle para evitar ou minimizar o processo de fadiga sob

corrosão deve seguir algumas diretrizes, tais como (RUIZ, 1996):

* minimizar ou eliminar tensões cíclicas;

* reduzir a concentração de tensões ou redistribuí-las;

* selecionar o material e avaliar o projeto evitando seções criticas

como concentradores de tensões (ângulos vivos, ângulos retos, etc.);

* prevenir mudanças rápidas de carregamento, temperatura e

pressão;

* evitar projetos que transmitam muita vibração direta no

componente;

* limitar o fator corrosão no processo de corrosão fadiga: material

mais resistente e meio menos corrosivo;

* limitar as espessuras de camadas anodizadas;

* selecionar e revisar com cuidado os tratamentos térmicos de

solubilização e envelhecimento.

2.6.1.5 - Corrosão intergranular em ligas de alumínio

Ocorre ao longo ou adjacente aos contornos de grão, influenciado

por diferenças de potencial eletroquímico entre as regiões do contorno

de grão e os grãos adjacentes.

A susceptibilidade à corrosão intergranular é dependente da

composição química e do tratamento térmico, aumentando com o

crescimento do tamanho dos precipitados e com a diminuição do

espaçamento entre eles (RINGER, 1996).

Eliminando-se os precipitados, elimina-se a causa da corrosão

intergranular. Entretanto, no caso das ligas de alumínio mencionadas, os

5 4

precipitados são imprescindíveis para a elevação da resistência

mecânica. Na seleção do material para serviço em um determinado meio

corrosivo, deve-se evitar o uso de ligas susceptíveis à corrosão

intergranular (ABAL, 2006).

2.6.1.6 - Corrosão por pites em ligas de alumínio

É um tipo de corrosão localizada na qual ocorre a formação de

microcavidades ou pites na superfície do material e é a forma mais

comum de corrosão encontrada em ligas de alumínio.

Esses pites resultam de falhas ocorridas nos filmes passivadores que

sofrem ataques pelo meio agressivo, formando pilhas galvânicas.

Exames realizados em amostras de ligas de alumínio anodizadas

fraturadas comprovaram que um grande número de iniciadores de trincas

de fadiga estavam associados com pites, que podem ter sido originados

no processo de anodização. Entretanto, nesse processo foram produzidas

camadas muito finas, que podem ter tido um efeito prejudicial na

proteção à corrosão (SZKLARSKA, 1999).

2.6.1.7 - Corrosão-fadiga

A fadiga de um material é caracterizada pela nucleação e propagação de uma

trinca até a fratura, quando o material é submetido a solicitações mecânicas cíclicas.

Um processo corrosivo pode ser a causa do surgimento da trinca superficial por

onde se inicia a fadiga. A base da trinca é uma região tensionada e encruada que age

como área anódica em relação ao restante do material. Logo, a presença de um

eletrólito no interior da trinca provoca corrosão e acelera a progressão da mesma.

A associação dos dois efeitos causa a falha do material em um número muito

menor de ciclos do que o fenômeno de fadiga ou corrosão isoladamente.

Com a ocorrência dos dois efeitos as curvas de fadiga ficam profundamente

modificadas e, mesmo para os metais ferrosos desaparece o limite de fadiga quando se

tem corrosão-fadiga (ABAL, 2006).

5 5

2.7 TRATAMENTO DE SUPERFÍCIE DO ALUMÍNIO

2.7.1 Condições gerais

A maioria dos metais, quando expostos ao meio ambiente, sofre um processo de

oxidação que, além de atingir diversos graus de severidade, transforma a superfície do

metal e modificam o seu aspecto e as suas propriedades mecânicas (DUTRA, 2002;

ABAL, 1996; GENTIL, 1996).

Para o alumínio, uma forma de minimizar ou neutralizar os efeitos dos

processos corrosivos é a anodização. Todos os tipos e formas de alumínio podem ser

anodizadas, porém, os acabamentos obtidos podem diferir em aparência, cor, espessura

de camada, brilho, resistência à corrosão e potencial elétrico de ruptura.

A anodização é um excelente meio de se proteger o alumínio, mas para se obter

resultados satisfatórios deverão utilizar-se ligas de alumínio que tenham sido

produzidas através de controles rigorosos que, consequentemente, assegurem um

tratamento superficial eficaz.

Anodização é um processo no qual a superfície de um metal, usualmente

alumínio, é convertida, por oxidação eletrolítica, em um revestimento protetor. A

anodização pode ser entendida como o oposto da eletrodeposição, na qual uma

película metálica é depositada na superfície do metal. Em virtude de ser o revestimento

obtido por anodização, na realidade, uma conversão da superfície, ela possui excelente

aderência, pois está integrada com o próprio metal.

No processo de anodização, o alumínio funciona como ânodo e um outro metal

ou o carbono funciona como cátodo. O eletrólito dentro do qual é colocado o alumínio

é geralmente ácido sulfúrico ou ácido crômico. Uma corrente elétrica é aplicada aos

elementos que compõem o processo e convertem a superfície do alumínio em um

revestimento de óxido de alumínio. É possível também incorporar cores ao processo

de anodização. Os revestimentos de óxido assim obtidos apresentam muito boa

resistência à abrasão, excelente proteção contra corrosão e boa rigidez dielétrica.

O alumínio anodizado é largamente empregado como material estrutural na

indústria, na construção civil, como elemento decorativo, na fabricação de autopeças,

em produtos para consumo em geral, ferragens para aplicação na indústria

eletroeletrônica e na indústria aeronáutica (ABRACO, 2006; CPMA, 2001).

5 6

Na anodização, pode-se controlar a espessura da camada de óxido, atingindo-se

valores em torno de 20-40 µm, podendo-se chegar a 200 µm ou até mais. A aderência

é boa, a elasticidade é pequena, a resistência à corrosão e ao desgaste mecânico é

grande (CPMA, 2001).

O eletrólito utilizado no processo de anodização deve ser capaz de remover a

camada de óxido formada ao ar (camada porosa) e de não dissolver a camada de óxido

formada durante o processo (camada compacta) (ABAL, 1996; CPMA, 2001).

A temperatura utilizada no processo pode ser ambiente, para caso de anodização

normal, ou abaixo de zero, na faixa de -5 a -10 °C, para caso de anodização dura.

Quanto menor a temperatura, menores serão os poros e maior a dureza (ABAL, 1996;

CPMA, 2001).

O processo de anodização é um processo exotérmico, de forma que há

necessidade de agitação para a redução da temperatura na superfície do material.

Embora todos os filmes anódicos sejam mais duros do que o metal substrato, os

recobrimentos produzidos pelo ácido crômico e alguns banhos de ácido sulfúrico são

muito finos ou maleáveis (CPMA, 2001).

2.7.2 – Parâmetros envolvidos na anodização do alumínio e suas ligas

2.7.2.1- A estrutura da camada anódica

A estrutura básica da camada anódica é constituída por células

hexagonais, representada esquematicamente na figura (2.3), cada uma

delas com um poro central. No fundo dos poros forma-se uma fina

camada barreira, que separa o óxido em formação do alumínio.

Essencialmente, o tamanho das células é determinado pela voltagem,

enquanto que a espessura da camada é determinada pelo número de

Coulomb que passa através dela (relação corrente x tempo). As

características da camada anódica dependem do tamanho e do volume

dos poros e está diretamente ligada a remoção do calor gerado no

processo (ABAL, 1996).

5 7

Figura (2.3) - Corte esquemático de um feixe de células hexagonais

(ABAL,1996).

A camada de óxido formada constitui-se de células hexagonais

sobrepostas, onde o centro é de alumina amorfa, pouco resistente a

ácidos, e a periferia é formada de alumina cristalina, muito resistente

aos ácidos. Aparecem na superfície da camada barreira, milhares de

pontos de ataque, conseqüência do efeito da dissolução da película pelo

eletrólito, que se produz no centro das células de alumina, e que

constitui o começo dos poros, formando a camada porosa.

Os estados sucessivos de crescimento da camada, a partir de um

poro isolado, estão representados nas Figuras (2.4) e (2.5) (ABAL,

1996).

Figura (2.4) – Película anódica em início de formação em eletrólito com

ação dissolvente sobre a película (ABAL, 1996).

5 8

Figura (2.5) – Película anódica em estados sucessivos do progresso de

película anódica, a partir de um pólo isolado (ABAL, 1996).

A anodização, como citado anteriormente, é um processo

eletroquímico que tem por objetivo produzir uma camada de óxido

porosa, na superfície do alumínio (ASM, 1996).

A camada anodizada, por ser uma oxidação eletrolítica do próprio

metal, salienta os defeitos existentes ou revela irregularidades que não

são visíveis no metal bruto (ABAL, 1996).

A ação de cargas cíclicas pode causar a destruição da camada

anodizada, permitindo o surgimento de pites que atuam como

concentradores de tensão (DIETER, 1988).

Os recobrimentos anódicos são duros e frágeis, podendo trincar

facilmente quando sofrem deformações mecânicas. Trincas podem

nuclear na camada e atuam como fontes potenciais de falhas por fadiga

(BEITEL; BOWLES, 1971; ABRAMOVICI, LEBLANC; WEAVER,

1991).

Campos (2000), trabalhando com a liga Al7050, com anodização

crômica observou a nucleação de trincas na superfície da camada

anodizada e sua propagação para o interior do substrato, reduzindo a

resistência à fadiga. A redução da resistência foi maior para as maiores

espessuras de camada.

5 9

2.7.3 - Anodização em meio sulfúrico e crômico.

2.7.3.1 – Anodização em meio sulfúrico

É o processo anódico mais utilizado e o eletrólito é ácido sulfúrico.

Em função da temperatura e da voltagem, apresenta uma grande

versatilidade quanto à qualidade da camada formada, que vai desde a

porosa, de fácil coloração (bens de consumo/arquitetura), até aquelas

extremamente duras (fins técnicos) (ABAL, 1996).

2.7.3.2 - Anodização dura em meio sulfúrico

Neste processo, obtêm-se camadas consideravelmente mais duras do

que as clássicas. A dureza dessas camadas é comparável a do cromo-

duro, tendo uma elevada resistência à abrasão. Em virtude de sua maior

espessura, as camadas duras de óxido de alumínio são de coloração

cinza-claros ou até cinza-pretos, variando de acordo com a liga. Sua

aplicação destina-se a casos especiais (fins técnicos), onde são desejadas

grande dureza superficial, grande resistência ao desgaste. Ex.: pistões.

Este tipo de anodização não pode ser aplicado em peças que sofram

choques térmicos consideráveis, pois a película se romperia sob o efeito

das fortes dilatações (ABAL, 1996).

2.7.3.3 - Anodização em meio crômico

Este processo anódico, depois do ácido sulfúrico, é um dos mais

utilizados, com maior aplicação na indústria aeronáutica para tratamento

de peças, nas quais a forma pode produzir retenções do eletrólito (pecas

de bordas enroladas ou pregueadas).

Nesse tipo de peças, as soluções de eletrólito acabam retidas por

capilaridade e as lavagens, ainda que abundantes, não podem eliminá-las

totalmente.

Se o eletrólito retido for o ácido sulfúrico podem surgir sinais de

corrosão. Ao contrário, se for o ácido crômico a probabilidade de

corrosão é menor.

A anodização em meio crômico é a mais indicada para ligas com

alto teor de silício. As películas obtidas são de cor cinza claro para o

6 0

alumínio puro e cinza escuro para as ligas ricas em silício, sendo menos

porosas e mais delgadas que as obtidas em meio sulfúrico (ABAL, 1996).

2.7.3.4 - Selagem

É o processo de colmatação química da camada anódica do

alumínio, através do qual se impermeabilizam os poros da camada de

óxido, para neutralizar qualquer processo de absorção de agentes

externos agressivos.

A reação básica na selagem parece ser de conversão do óxido de

alumínio amorfo em uma forma estável e hidratada conhecida como

boemita (2AlOOH) (ABAL, 1996).

O processo de selagem está representado na tabela (2.7).

6 1

Tabela (2.7) – Etapas do processo de selagem na anodização do Al

(ABAL, 1996).

SEQÜÊNCIA DO PROCESSO DE SELAGEM

Etapas

Representação Descrição

01

Estrutura do filme anódico não selado.

02

Precipitação do gel nas paredes dos poros e

no lado externo do filme.

03

Condensação do gel para formar o boemita,

continuando a reação, cuja taxa é controlada

pela difusão da água no filme e dos ânions

no líquido

04

Recristalização para formar a boemita

iniciando na superfície, formada pela

difusão da camada intermediária

2.8 – FADIGA EM MATERIAIS METÁLICOS

2.8.1 – Considerações gerais

O fenômeno da fadiga é descrito como uma falha ou ruptura que

ocorre após um componente ou estrutura ter sido submetido a ciclos de

tensões repetidos ou flutuantes, onde a tensão nominal máxima é inferior

ao limite de escoamento do material (SCHIJVE, 2001; SURISH, 1998;

DOWLING, 1993; CAMARGO, 1995; VOORWALD, 1990). Estudos

demonstram a existência de situações nas quais as tensões cíclicas

aplicadas na estrutura ou componentes multiplicam-se várias vezes nos

defeitos superficiais dos componentes (concentradores de tensões

geométricos – K

t

) presentes preferencialmente na superfície externa dos

6 2

componentes, que o levam a romper devido ao acúmulo de danos físicos

ao nível inicialmente microscópio do material constituinte (SCHIJVE,

2001; SURISH, 1998; DIETER, 1988; MEYERS; CHAWLA, 1982).

2.8.2 – A falha por fadiga

Pode-se dizer que a falha por fadiga é uma falha progressiva de um componente

ou estrutura que se encontre submetido a carregamentos prolongados (repetidos,

cíclicos ou flutuantes). A falha ocorre em níveis de tensão menores que os necessários

para a falha sob carregamento estático.

A fadiga é uma das fontes mais comuns de falhas primárias que ocorrem em

componentes mecânicos sob condições operacionais, tais como aros e rodas de

caminhões, estruturas aeronáuticas na decolagem, em vôo e aterrizagem etc.

(SCHÜLTZ, 1996; ROLFE; BARSON, 1997).

A seqüência para a ocorrência da falha por fadiga inicia com a nucleação da

trinca por deformação plástica localizada, vinculada ao crescimento inicial ao longo de

planos de escorregamento. A seguir, tem-se o crescimento da trinca num plano

perpendicular ao da direção da tensão principal de tração. A terceira e última fase é

caracterizada pela fratura brusca final, onde a trinca atinge um tamanho crítico que

impossibilita o seu crescimento de forma estável (ATLURI; KOBAYASHI, 1986;

MILLER; GALLAGHER, 1981).

Os parâmetros que caracterizam um ciclo de carregamento estão indicados na

figura (2.6) e definidos nas equações de (2.1) até (2.8) (CAMARGO, 1995; DIETER,

1988; ASM, 1998).

Figura (2.6) - Parâmetros que caracterizam o ciclo de carregamento

(CAMARGO,1995).

6 3

Tensão máxima:

σ

max

=

Maior valor algébrico atingido pela tensão durante o ciclo.

Tensão mínima:

σ

min

=

Menor valor algébrico atingido pela tensão durante o ciclo.

Tensão média:













+

=

2

minmax

σσ

σ

m

(2.1)

Variação da tensão:

(

)

minmax

σ

−

=

∆

(2.2)

Amplitude da tensão:

2

σ

∆

=

a

(2.3)

Razão de tensão:

max

min

σ

=R

(2.4)

A relação dos parâmetros característicos de um ciclo de carregamento com o

fator intensidade de tensão (K), resultam:

Fator intensidade de tensão máximo:

K

máx

=

σ π β

a

(2.5)

Fator de intensidade de tensão mínimo:

K

mín

=

σ π β

a

(2.6)

Variação do fator intensidade de tensão:

βπσσ

.).(

minmin

aKKK

máxmáx

−=−=∆

(2.7)

Razão de carregamento:

máxmáx

K

R

σ

minmin

==

(2.8)

6 4

2.8.3 – O mecanismo de falha por fadiga

O processo de falha por fadiga de um material é iniciado pela formação de

microtrincas que coalescem, crescem e se tornam macrotrincas que se propagam até

que ocorra a ruptura final (MILLER; GALLAGHER, 1981).

Em condições normais de trabalho, as trincas de fadiga iniciam-se

em função de singularidades (riscos, mudanças de seção, pontos de

corrosão, inclusões e contornos de grãos) presentes na superfície do

componente ou logo abaixo dele. As microtrincas podem também estar

presentes no material como resultado de operações de solda, rebitagem,

tratamentos térmicos, tratamentos superficiais, trabalhos mecânicos, etc.

(MILLER; GALLAGHER, 1981; SHINOZAKI, 1983).

A nucleação das trincas de fadiga ocorre por um processo de deformação plástica

localizada, em escala microscópica, quando se formam intrusões e extrusões, que

podem crescer e se transformar em microtrincas.

São estas microtrincas que, por um processo contínuo de propagação, irão

originar as macrotrincas (fissura que apresentam um tamanho mínimo suficiente para

ser detectado usando-se técnicas de inspeção não-destrutivas) (IRVING;

MCCARTNEY, 1977; CIESLAK; MEHR, 1985).

2.8.3.1 - A nucleação da trinca por fadiga

Wood (1959) sugere um mecanismo para explicar a ocorrência das

trincas de fadiga, baseado na ocorrência de microdeformações na

superfície do material submetido a carregamentos de fadiga, que

provocam o surgimento de extrusões e intrusões, que podem crescer e se

propagar como uma trinca de fadiga. Durante parte do carregamento do

ciclo, o escorregamento ocorre num plano de favoravelmente orientado

e, durante parte do descarregamento do ciclo, o escorregamento ocorre

num plano paralelo.

O primeiro deslizamento cíclico pode criar uma extrusão ou uma intrusão na

superfície.

Uma intrusão pode crescer e formar uma trinca por continuidade de deformação

plástica durante os ciclos subseqüentes.

6 5

A figura (2.7) mostra esquematicamente este mecanismo.

Figura (2.7) - Modelo de Wood para a nucleação de trincas de fadiga (CAMARGO,

1995).

Metalografias realizadas cuidadosamente nas seções transversais de corpos-de-

prova mostraram que a trinca de fadiga tem início em intrusões e extrusões (WOOD,

1959).

Gough (1933) mostra que um metal sob carregamento cíclico se

deforma por escorregamento nos mesmos planos atômicos e nas mesmas

direções cristalográficas que em deformação unidirecional. As linhas de

escorregamento, quando ocorrem, podem atingir um valor de saturação

que são observadas como regiões distorcidas de escorregamento intenso.

As trincas geralmente ocorrem em regiões de deformação intensa, paralelas ao

que originalmente foi uma banda de escorregamento persistente (aparecem mesmo

após o ataque químico da superfície).

As bandas de escorregamento persistente são trincas de fadiga embrionárias, uma

vez que, após a aplicação de pequenas deformações de tração, elas se transformam em

trincas macroscópicas (SHINOZAKI, 1983).

2.8.3.2 - O mecanismo da propagação da trinca em fadiga.

As trincas de fadiga, uma vez formadas, tendem a se propagar inicialmente ao

longo dos planos de escorregamento, (estágio I) embora em seguida tomem a direção

normal à maior tensão de tração aplicada (estágio II). A propagação da trinca de fadiga

é normalmente transgranular. [figura (2.8) e figura (2.9)] (SCHIJVE, 1979,

CAMARGO, 1995).

6 6

Figura (2.8)- Estágios I -II: Propagação de trinca – esquemático (CAMARGO,1995).

Figura (2.9) - Superfície de fratura em fadiga – esquemática (CAMARGO,1995).

Na figura (2.9), observa-se que, próximo ao ponto de iniciação, (estágio I), a

trinca propaga-se sob condições de deformação plana; no estágio II, a trinca propaga-

se sob condições de tensão plana (MEYERS; CHAWLA, 1982).

Durante o estágio I o crescimento da trinca é de alguns nanometros por ciclo e

caracteriza-se pela propagação ao longo de uma banda de escorregamento até

encontrar um contorno de grão. A superfície de fratura não apresenta propriedades

características.

No estágio II, o crescimento da trinca é da ordem de micrômetros por ciclo e

caracteriza-se pela propagação em uma direção normal à tensão de tração. A superfície

de fratura apresenta freqüentemente a formação de rugas ou estrias de fratura por

fadiga, [figura (2.10)].

6 7

Figura (2.10) – Estrias de fratura por fadiga em uma liga Al 2024-T3 (SURISH, 1998).

Através de ensaios de fadiga com amplitudes programadas, observa-se que as

estrias representam à posição sucessiva de uma frente de trinca em cada ciclo

(DIETER, 1988; FINE, 1980).

O requisito fundamental para a propagação de trinca é que a tensão na ponta da

mesma deve ultrapassar a tensão coesiva teórica do material (DIETER, 1988;

MEYERS; CHAWLA, 1982).

A falha de um componente com trinca é sempre associada à presença de

concentradores de tensão.

O estágio III é a etapa final da propagação da trinca de fadiga e corresponde ao

seu estágio de ruptura instável devido ao fato da área resistente do corpo-de-prova ou

estrutura não ser suficiente para suportar os ciclos de tensão. Em decorrência dos

materiais empregados e dos valores das tensões cíclicas, a ruptura final apresenta uma

substancial deformação plástica, que é uma característica básica da fratura dúctil

(HERTZBERG, 1996; ASM, 1974; GRANDT Jr., 2003).

2.8.3.3 – A concentração de tensões na ponta da trinca.

Considere uma placa contendo uma trinca central sujeito a tensão uniforme de

tração [figura (2.11)], na qual a tensão esta sendo transmitida de uma extremidade da

placa a outra por meio de linhas de força.

Estrias de

f

adiga

Inclusões não

metálicas

6 8

Figura (2.11) - Uma cavidade central elíptica em uma placa sob tensão uniforme

σ

(CAMARGO, 1995).

Na figura (2.11), nota-se a perturbação das linhas de força nas extremidades da

cavidade.

Observa-se que, nas extremidades, o espaçamento das linhas é uniforme,

enquanto que na região central elas são distorcidas severamente pela presença da

trinca, isto é, o campo de tensão é perturbado. As linhas de força comportam-se como

linhas elásticas, que tentam minimizar seus comprimentos, gerando o agrupamento

próximo às extremidades da trinca.

Este agrupamento acarreta uma redução do espaçamento local e,

conseqüentemente, um aumento da tensão local. Em conseqüência, uma trinca de

comprimento 2a pode produzir tensões locais diversas vezes superiores à tensão

uniforme

σ

(MEYERS; CHAWLA, 1982).

2.8.4 – Curva de vida em fadiga (



-N)

A curva de vida em fadiga, também conhecida como curva tensão versus número

de ciclos (



-N), é obtida por meio de ensaios cíclicos, em diversos níveis de tensão,

até a fratura do corpo-de-prova.

Nas curvas (



-N) dos materiais ferrosos, observa-se à presença de um patamar de

tensão constante denominado de limite de fadiga (

σ

f

), que é uma propriedade

metalúrgica do material de grande importância num projeto estrutural, cujo valor típico

é 1,0.10

7

ciclos, para os materiais ferrosos (DIETER, 1988). O significado básico do

6 9

limite de fadiga é que o corpo de prova ou componente pode teoricamente suportar um

número infinito de ciclos de solicitações mecânicas sem se romper por fadiga (ASM,

1998).

A figura (2.12) apresenta uma representação esquemática da curva



-N para um

material ferroso.

Figura (2.12) – Representação esquemática de curva de vida em fadiga (



-N)

(adaptado de TORRES,2002).

A existência de um limite de fadiga definido está relacionada à capacidade das

ligas de alumínio em possuir elementos de liga intersticiais, que as tornam susceptível

ao endurecimento por envelhecimento. Durante as solicitações cíclicas há a criação de

inúmeros danos por fadiga, que diminuem as propriedades mecânicas do material.

Porém, num determinado número de ciclos, ocorre um balanço estável entre a criação

destes danos e o aumento da resistência mecânica causado pelo envelhecimento por

deformação, e constata-se então uma inflexão da curva (



–N), na qual a tensão assume

um valor constante. Esta inflexão é o limite de fadiga do material (SCHIVE, 2001;

SURISH, 1998).

Quando as solicitações cíclicas ocorrem num nível de tensão elevado, em geral

próximo ou superior ao limite de escoamento do material (

σ

e

), observa-se à ocorrência

de deformação plástica. O resultado é uma vida de curta duração (fadiga de baixo

7 0

ciclo), com valores de até algumas centenas de ciclos. Quando se aplicam níveis de

tensão baixos, ocorrem apenas deformações elásticas e a vida em fadiga é aumentada,

podendo atingir alguns milhares de ciclos (fadiga de médio ciclo) ou até centenas de

milhares de ciclos (fadiga de alto ciclo).

A figura (2.13) apresenta uma curva

-

N, esquemática, da vida em fadiga de um

componente metálico.

Figura (2.13) – Curva

-

N – vida em fadiga: baixo, médio e alto ciclo – esquemático

(adaptado de ROSATO, 2003).

As curvas (

-

N), variam para diferentes classes de materiais, para

condições de processamento mecânico, tratamentos térmicos,

termoquímicos e superficiais, que alterem a microestrutura ou as

propriedades mecânicas estáticas do material. Outros fatores que

interferem na resistência a fadiga do material são: geometria do

componente, tensões médias, propriedades químicas do meio ambiente,

freqüência do carregamento, tensões residuais, temperatura e rugosidade

superficial.

2.8.5 – Nucleação de trincas por fadiga

2.8.5.1 – Nucleação superficial

A maioria das falhas por fadiga inicia-se na superfície do material. Para os tipos

mais comuns de carregamento em flexão ou torção, a tensão máxima ocorre na

7 1

superfície. Para a fadiga axial, a falha geralmente também ocorre a partir da superfície,

pela existência de fatores como rugosidade ou imperfeições que atuam como

concentradores de tensão (SCHÜLTZ, 1996; SRIRAM et al, 1990).

Nos processos de fadiga, a nucleação da trinca deve ocorrer na posição de maior

deformação ou de maior tensão atuante (BAPTISTA, 2000).

Além do carregamento, como já citado, outros fatores contribuem para a

existência de concentradores de tensão na superfície:

* rugosidade superficial;

* partículas de segunda fase;

* condições ambientais, etc.

Diferentes acabamentos superficiais, produzidos por diferentes processos de

usinagem, afetam a resistência à fadiga do material. (DIETER, 1988).

Partículas de segunda fase, como inclusões ou precipitados, atuam como

concentradores de tensão e seus efeitos são maiores na superfície, do que no interior

do material (MURAKAMI; KODAMA; KONUMA, 1989). Trabalhos com aços de

alta resistência mostraram trincas de fadiga nucleadas na interface entre a inclusão e a

matriz ou ainda no interior da própria inclusão (LANKFORD, 1977; FINE, 1980;

AMORIM, 2003).

Condições ambientais agressivas e carregamento cíclico, combinados, favorecem

o aparecimento de pites na superfície, que atuam como concentradores de tensão,

reduzindo a resistência à fadiga (HUNEAU; MENDEZ; CHOQUEUSE, 2000).

2.8.5.2 – Nucleação abaixo da superfície

Sob determinadas condições pode ocorrer a nucleação das trincas no interior do

material. Defeitos internos (partículas de segunda fase, inclusões e precipitados) e

tratamentos de endurecimento superficial podem atuar sobre o material de forma a

criar condições de máxima tensão e ou mínima resistência em pontos abaixo da

superfície.

As inclusões, dependendo de tamanho, posição e geometria, atuam como

concentradores de tensão e podem permitir a nucleação da trinca em qualquer

profundidade (AMORIM, 2003; WANG, 2000).

7 2

O processo de shot peening, devido às tensões residuais compressivas induzidas,

também pode permitir a nucleação de trincas abaixo da superfície (STARKER;

WOHLFAHRT; MACHERAUCH, 1979, WANG, 1998).

Wagner (1999), estudando o efeito do shot peening no titânio, alumínio e ligas de

magnésio, mostrou que a nucleação das trincas da-se na máxima tensão trativa causada

no balanceamento das tensões.

2.8.6 – A influência dos revestimentos na resistência a fadiga

A aplicação de tratamentos superficiais sobre os materiais metálicos tem como

função principal melhorar o desempenho em relação ao desgaste e à corrosão.

Trabalhos com aços de alta resistência, revestidos com cromo duro, níquel, ligas

zinco-níquel e zinco cobalto, mostram que, para todos os revestimentos, ocorreu

redução na resistência à fadiga do material (NASCIMENTO; TORRES;

VOORWALD, 1999; ARIETA; GAWNE, 1995; AMORIM, 2003).

Nascimento et al (2001- (A) e (B)) desenvolveram trabalhos usando a deposição

de carboneto de tungstênio (WC-CO), pelo processo “high velocity oxi-fuel” (HVOF),

com bons resultados sobre a resistência a corrosão e ao desgaste abrasivo. Outros

trabalhos com o processo HVOF, com diferentes pós, apresentam melhores resultados

de resistência à corrosão, com camadas de WC-Co-Cr (SCHWETZKE, 1999; SOUZA

et al, 2003), porém em todos os casos houve redução da resistência à fadiga do

material base.

Ensaios de fadiga por flexão rotativa em aços recobertos com camadas de

material mais duro que o substrato mostram uma tendência à redução da resistência a

fadiga para praticamente todas as camadas estudadas (BUFFOLI; PESETTI, 1995;

PADILLA et al, 2002; GARCÉS, 1999).

Para o alumínio, o tratamento superficial mais usado é a anodização. Campos

(2000) estudou a influência da anodização crômica na resistência afadiga da liga de Al

7050 – T7451 e observou que, para todas as espessuras estudadas, há redução na

resistência e esta foi mais intensa quanto maior a espessura da camada anodizada.

A influência da anodização na resistência a fadiga da liga WE43A-T6 também

evidenciou uma redução na vida material (EIFERT; THOMAS, 1999).

7 3

2.9 – TENSÕES RESIDUAIS

2.9.1 – Considerações Gerais

Os processos de fabricação, os tratamentos mecânico e de superfície

usados na elaboração dos corpos-de-prova (usinagem, shot peening e

anodização) induzem tensões residuais no material, que interferem nos

resultados de resistência à fadiga dos componentes.

Por definição, tensões residuais são tensões auto-balanceadas que

existem em um material sob condições uniformes de temperatura e sem

que nele sejam aplicadas forças externas. As tensões residuais sendo

auto-balanceadas fazem com que o momento resultante e a força

resultante produzidos por elas tendam a zero (CARVALHO, 2004;

PYZALLA, 2000).

Esta distribuição de tensão é produzida se regiões do material forem

deformadas elasticamente ou plasticamente de tal forma que as

incompatibilidades de deformações causadas passem a ser permanentes.

Se uma estrutura receber um carregamento externo, a tensão real do

componente é a composição das tensões causadas pelos esforços externos

e pelas tensões residuais pré-existentes (TORRES, 2002).

O sistema de tensões residuais pode ser descrito em três escalas de

magnitude (TORRES, 2002; MACHERAUCH; KLOOS, 1987;

FONSECA, 2000):

Macroscópica: contempla toda a seção de uma peça, sendo

praticamente constante em grandes extensões de áreas e é caracterizada

pelo equilíbrio dentro de todo o corpo; se áreas próximas à superfície

estão em compressão residual, às áreas no centro devem estar em tração

residual para balancear os sistemas de forças.

Macroestrutural: é usada quando se consideram as tensões sobre um

grão individual, ou grupos de grãos. Os grãos são afetados pelo campo

de macrotensões, através de interfaces, entre partículas e matriz. As

tensões residuais ocorrem pela heterogeneidade e anisotropia de cada

cristal ou grão de material policristalino.

7 4

Microlocalizada: cada grão é composto de uma estrutura cristalina

tridimensional de átomos. As tensões são distribuídas por volumes

submicroscópicos em distâncias interatômicas dentro de um grão e

equilibram-se em pequenas partes deles. A magnitude dessas tensões

ocorre em função de defeitos cristalinos, tais como discordâncias,

inclusões e contorno de grãos.

O sistema de tensões residuais pode ser formado e alterado por

muitos processos de manufatura e condições de serviço que causam

mudanças térmica, metalúrgica, mecânica ou química no metal. Essas

mudanças podem ser significativas, pois todo o processo e ou tratamento

térmico e outras condições de serviços têm a possibilidade de afetar o

sistema de tensões residuais de modo positivo ou em detrimento a

resistência do material.

Resultados de resistência à fadiga do Al 6061, revestidos e não

revestidos por spray térmico, mostram que a resistência à fadiga está

relacionada efetivamente as tensões residuais compressivas ou trativas

nas camadas superficiais (MC GRANN, 1998).

As variações das tensões residuais podem ocorrer em função de

diversos mecanismos de intervenção sobre o material, que genericamente

podem ser divididos em três classes: por ação mecânica, por ação

térmica e por ação química. Na tabela (2.8) podem ser observados alguns

destes mecanismos.

7 5

Tabela (2.8) - Características que alteram as tensões residuais (adaptado

de HAUK, 1997; CARVALHO, 2004).

FATORES QUE AFETAM A TENSÃO RESIDUAL

Ação Mecânica Ação Térmica Ação Química

Usinagem, Retífica e Polimento

Tratamentos térmicos – Tempera, Revenimento,

Recozimento, Normalização, Solubilização,

Precipitação, Envelhecimento artificial, etc.

Ataques químicos –

Corrosão

Tratamento mecânico da superfície –

Shot peening

Tratamentos Termoquímicos – Cementação,

Nitretação, Cromação, Anodização, etc.

Oxidação – Corrosão

atmosférica

Conformação mecânica – laminação,

estampagem, dobramento, forjamento,

desgaste por atrito, etc.

Soldagem, Corte a chama Usinagem química

Tensões cíclicas Fundição

Tratamentos de

superfície -

Anodização

Eletrodeposição

A sobreposição dos três sistemas de tensões residuais determina o

estado de tensão residual que atua em um ponto particular do material.

2.9.2 Métodos para medição de tensões residuais

Atualmente, existem diversas técnicas para medição de tensões

residuais. Estas são inicialmente subdivididas em destrutivas,

semidestrutivas e não-destrutivas. Os primeiros dois tipos baseiam-se na

destruição do estado de equilíbrio das tensões residuais, ou seja, provoca

uma relaxação das tensões residuais no ponto ou na região de medição.

Geralmente, as variações de deformação causadas por esta relaxação

são obtidas e relacionadas a modelos matemáticos baseados na teoria da

elasticidade, que permitem o cálculo das tensões residuais (TORRES,

2002).

As técnicas destrutivas de determinação das tensões residuais mais

usadas são: o método do seccionamento e o método de retirada de

camadas.

Os métodos não-destrutivos são baseados em relações entre

variações de parâmetros físicos ou cristalográficos do material com as

7 6

tensões que provocam estas variações. Os principais métodos não

destrutivos são: difração de raios X, difração de nêutrons, método

ultrasônico e método magnético (CARVALHO, 2004).

O método semi-destrutivo mais utilizado é o furo cego (hole

drilling) (CARVALHO, 2004).

A tabela (2.9) apresenta os principais métodos de medição de

tensões residuais usados atualmente (ASTM, 1994).

Tabela (2.9) – Métodos – Medição de tensão residual

MÉTODOS DE MEDIÇÃO DE TENSÕES RESIDUAIS

Método

Profundidade

mínima de

análise

Tipo de tensão residual

medida

Característica do

método

Mecânico

1 mm Macroscópica Destrutivo

Método do

furo cego

20 µ m Macroscópica Semi-destrutivo

Difração de

raios X

Alguns microns

Macroscópica e

Microscópica

Não-destrutivo na

superfície e destrutivo

abaixo da superfície

Difração de

nêutrons

1 mm

Macroscópica e

microscópica

Não-destrutivo

Ultrasônico

15 µ m

Macroscópica,

microscópica e

microlocalizadas

Não-destrutivo

Método

magnético

0,1 mm

Macroscópica,

microscópica e

microlocalizadas

Não-destrutivo

No presente trabalho, a técnica utilizada é o método de difração de

raios X. com a utilização do equipamento Raystress COPEE/UFRJ

através do método

ψ

2

sen

, que permite determinar o valor da tensão em

qualquer direção paralela à superfície (IVANOV; MONIM; TODÓSIO,

1994; MONIN; TEODÓSIO; GUROVA, 2002; GUROVA; TEODÓSIO;

REBELLO; MONIN, 1997).

7 7

2.10 – SHOT PEENING

2.10.1 – Considerações gerais

Quando componentes estruturais metálicos estão submetidos a carregamentos

variáveis e a condições ambientais diversas, o fenômeno de corrosão pode significar

um agravamento nas condições de resistência à fadiga do componente.

Uma vez que não é possível controlar efetivamente as condições de

carregamento, é necessário um controle mais efetivo da qualidade do material para

resistir aos efeitos do ambiente; um método muito usado na proteção das ligas de

alumínio é a anodização, que aumenta a resistência à corrosão, principalmente nas

ligas de alta resistência, mais sensíveis às variações do meio.

Como regra, os processos de eletrodeposição e de anodização reduzem a

resistência à fadiga do material, sendo necessário em alguns casos adotar outros

mecanismos para compensar esta redução. O superdimensionamento é uma

possibilidade nos projetos em geral, porem é inviável na indústria aeronáutica, onde a

relação entre peso e eficiência é direta. Outro método possível para minimizar ou

eliminar o efeito da anodização sobre a vida em fadiga do componente é o shot

peening, que atua como um tratamento superficial que induz tensões residuais

compressivas nas camadas superficiais do material. As tensões compressivas tendem a

aumentar a vida em fadiga, o que em alguns casos pode compensar a perda induzida

pela anodização.

2.10.2 – O processo de shot peening

Shot peening é um processo de trabalho a frio que consiste no

jateamento repetitivo com esferas de aço, cerâmica ou vidro, na

superfície das peças, e tem enorme importância na área industrial.

A utilização do termo shot peening é universalmente aceito e

decorre da intenção de caracterizar que não se trata de um simples

jateamento, mas de uma ferramenta de precisão, decorrente de uma série

de fatores, o que o torna rigorosamente controlável e repetível.

O processo de shot peening é largamente empregado com uma série

de objetivos: aumento da resistência à fadiga, uniformização de tensões

nas camadas superficiais, compactação da estrutura cristalina para

7 8

aumentar a resistência à oxidação, ao atrito e eliminar porosidades,

obtenção de rugosidades controladas para reter lubrificação, fixar

desmoldantes, etc. (TORRES, 2002; GUAGLIANO; VERGANI, 2004;

WANG; WANG, 1998).

As modificações na superfície induzidas pelo processo de shot

peening são a superfície rugosa; o aumento da dureza nas camadas

superficiais e o perfil característico de tensão residual. Considerando os

danos para a fadiga, a superfície rugosa acelera a nucleação e a

propagação das trincas; porém, acontece um retardo no crescimento

devido ao aumento da dureza e do perfil de tensão residual, que provoca

uma tensão de fechamento da trinca (CURTIS, 2003).

A melhor condição do shot peening para aumentar a resistência à

fadiga depende de variáveis com a redução das tensões compressivas

induzidas durante o processo de fadiga; as condições de superfície

criadas pelo shot peening e a possibilidade do campo de tensões

residuais compressivas (CTRC) para deslocar a nucleação da trinca para

baixo da superfície (TORRES; VOORWALD, 2002; WOELFEL, 1982).

De maneira geral, as tensões residuais compressivas, localizadas na

superfície, são benéficas, pois retardam ou impedem a abertura e o

avanço de trincas de fadiga (SONG; WEN, 1999).

Após o impacto, o material é deformado plasticamente na região

superficial, tendendo a alongar-se. Esta tendência ao alongamento é

impedida pela parte inferior, que se deforma apenas elasticamente,

gerando tensões de compressão nas camadas afetadas plasticamente

(DIEPART, 1994).

Os impactos repetitivos das esferas produzem uma distribuição de

tensões que variam com a profundidade da peça. A Figura (2.14)

apresenta um perfil típico de tensões induzidas pelo processo de shot

peening (TORRES, 2002).

7 9

Figura (2.14) — Diagrama típico do campo de tensões criado pelo shot

peening (adaptado de CARVALHO 2004).

A figura (2.14) apresenta:

=

s

σ

tensão superficial;

=

máx

σ

tensão máxima de tração;

=

máxc.

σ

tensão máxima de compressão;

h = profundidade de inversão de tensão (compressão-tração).

Os parâmetros que influenciam na eficiência do processo de shot

peening podem ser divididos em três diferentes classes, cada uma delas

associada às condições experimentais específicas:

* Parâmetros do material: geometria e propriedades mecânicas;

* Parâmetros de fluxo: propriedades da esfera (tipo, tamanho,

material, massa específica, dureza, etc.), velocidade, ângulo de impacto,

duração e distância do jateamento ao material tratado;

* Parâmetros de contato: coeficiente de fricção e o coeficiente de

restituição, que dependem da razão entre a dureza do material tratado e

da esfera usada.

2.10.2.1 – Variáveis do processo de shot peening

2.10.2.1.1 – Superfície de cobertura

É definida pela porcentagem de uma determinada área atingida pelas esferas.

Uma relação entre cobertura e o número de ciclos de exposição pode ser expresso pela

equação (2.9) (TORRES, 2002);

Tração Compressão

h

s

σ

max

σ

max.c

σ

Espessura

8 0

n

CC

)1(1

1

−−=

(2.9)

Em que:

C

1

é a porcentagem de cobertura (decimal) após o 1° ciclo (passe);

n

C

é a porcentagem de cobertura (decimal) após n ciclos, onde n é o

número de ciclos do tratamento.

Embora o valor limite para a cobertura seja de 100%, na prática,

devido às dificuldades de mensuração, adota-se o valor de 98% como

cobertura total.

O controle da intensidade do shot peening é realizado com a

utilização das “placas de Almen”, produzidas em aço SAE 1070, que são

colocadas ao lado do material tratado, recebendo o mesmo tratamento da

peça submetida ao processo. O impacto das esferas induz tensões

residuais nas placas, que se deformam, formando um pequeno arco. O

valor da medida da flecha produzida na placa de Almen é comparado

com uma tabela na qual se obtém a intensidade Almen, que é uma

referência utilizada no controle do processo e seu valor torna-se

apropriado para ajustar diversos parâmetros envolvidos (HERZOG,

1996).

Existem três padrões de placa Almen no uso corrente: “N”, “A” e

“C”. A diferença de cada uma está na sua espessura. As relações das

espessuras aproximadas entre elas são: 3N=A=0,3C. A especificação da

intensidade Almen deve incluir tanto a deformação ocorrida na placa

(pol.), como o tipo de placa usada (TORRES, 2002).

O processo de shot peening atinge uma situação de saturação,

quando, a partir de certo tempo, a intensidade do peening pouco ou nada

afeta a deformação causada na placa Almen. Esse ponto de saturação

praticamente coincide com uma cobertura de 98%.

Em algumas operações são exigidas coberturas de 150% ou 200%, o

que nada mais é do que utilizar tempos iguais a 1,5t ou 2 t

respectivamente (TORRES, 2002).

8 1

2.10.2.1.2 – As esferas usadas no shot peening

As esferas mais utilizadas no processo de jateamento são:

- Ferro fundido, que são quebradiças e possuem uma dureza que

varia de 58 a 68 HRC;

- Aço fundido com dureza entre 40 HRC a 50 HRC;

Esferas de vidro e cerâmica, que são normalmente utilizadas para

materiais que podem ser contaminados pelo jateamento de partículas

esféricas de aço e/ou ferro fundido, sua dureza está entre 46 HRC a

50 HRC e 58HRC a 63HRC, respectivamente, podendo ser usadas em

processos úmidos e secos.

O tamanho das esferas normalmente abrange um campo de 0.18 mm a

2,4 mm de diâmetro.

As variações na dureza da esfera usada não afetam a intensidade do

shot peening, desde que sejam mais duras do que o elemento que receba

o tratamento. Por outro lado, se a dureza do material a ser tratado for

maior do que a da esfera, então pode haver uma diminuição na

intensidade (CAO; FATHALLAH; CASTEX, 1995).

2.10.2.1.3 – A velocidade da esfera

O aumento da velocidade das esferas faz com que aumente a intensidade do shot

peening. Porém, uma velocidade muito alta resulta na necessidade de um bom controle

no desgaste e/ou na quebra das esferas usadas no processo (TORRES, 2002).

2.10.2.1.4 - Ângulo de impacto

Por definição, o ângulo de impacto é um ângulo de 90° ou menor

entre a superfície da peça tratada e a direção da rajada. Quanto menor

for o ângulo de impacto, menor será a intensidade de peening. Se o

formato da peça não permitir um ângulo adequado de impacto, este

deverá ser compensado, para a obtenção da intensidade de peening

desejada, através da variação de outros fatores, como o tamanho da

esfera ou sua velocidade. Além disso, a distância entre o bico ejetor e a

superfície da peça também exerce influência na intensidade do shot

peening. Quanto maior for à distância, menor serão a intensidade e a

8 2

cobertura obtidas (TORRES, 2002).

8 3

CAPÍTULO 3 - MATERIAIS E MÉTODOS

3.1 - MATERIAL

O desenvolvimento experimental do trabalho foi realizado com uma

liga de alumínio de alta resistência 7050-T7451, na forma de uma placa

laminada, com espessura de ¾” (19,05 mm). O material foi fornecido

pela EMBRAER-LIEBHERR (ELEB).

Para caracterização do material foram realizadas análises químicas,

ensaios de dureza, tração e de fadiga com corpos de prova retirados das

placas de alumínio.

A condição T7451, têmpera da liga 7050 após solubilização,

estiramento nominal permanente até 2% em relação às dimensões

originais, resfriamento rápido, e posterior duplo envelhecimento

artificial.

3.2 – ANÁLISE QUÍMICA

A análise química foi realizada no Laboratório de espectrofotômetro

de emissão atômica com plasma acoplado indutivamente (ICP-OES) no

DEMAR-FAENQUIL.

3.3 - CORPOS DE PROVA

Os corpos-de-prova utilizados no trabalho foram retirados nas

direções longitudinal (L) e transversal (T) ao sentido de laminação da

chapa conforme apresentado na figura (3.1).

8 4

Figura (3.1) – Orientação para retirada dos corpos de prova (ASTM-

E647).

3.3.1 – Processos de usinagem

Os corpos-de-prova foram confeccionados no setor de usinagem do

Departamento de Materiais e Tecnologia da Faculdade de Engenharia de

Guaratinguetá FEG/UNESP, conforme procedimentos e dimensões

normalizadas ou especificadas pelo fabricante dos equipamentos de

ensaio utilizados.

3.3.1.1 - Tração

Os corpos de prova para ensaio de tração foram, retificados e

confeccionados de acordo com a ASTM-E8.

A figura (3.2) apresenta as dimensões dos corpos de prova

utilizados nos ensaios de tração.

Figura (3.2) - Corpo-de-prova para o ensaio de tração (ASTM-E8).

8 5

3.3.1.2 -

Fadiga axial

Os corpos de prova para ensaio de fadiga axial foram retificados e

confeccionados de acordo com os critérios estabelecidos pelo fabricante

do equipamento SCHENCK modelo Horizontal Midget Pulser “PHC-GS”.

A figura (3.3) mostra as dimensões e a forma dos corpos de prova

que foram utilizados.

Figura (3.3) – Corpo-de-prova para o ensaio de fadiga axial (dimensões-

conforme fabricante).

3.3.1.3 – Fadiga por flexão rotativa

Os corpos de prova para ensaio de fadiga por flexão rotativa foram

confeccionados de acordo com os critérios estabelecidos pelo fabricante

do equipamento modelo UBM 520/86/9 – Veb werkstoffprüfmaschinen

Leipzig e pela norma ASTM-E8.

A figura (3.4) apresenta as dimensões e a forma dos corpos de

prova que foram utilizados.

Figura (3.4) - Corpo de prova para o ensaio de fadiga por flexão rotativa

(ASTM E-8).

8 6

3.3.1.4 – Fadiga por flexão alternada

Os corpos de prova para ensaio de fadiga por flexão alternada

foram retificados e confeccionados de acordo com os critérios

estabelecidos pelo fabricante do equipamento SCHENCK modelo

Flachbiege – und Torsionsmaschinen “PWS-GS”.

A figura (3.5) mostra as dimensões e a forma dos corpos de prova

que foram utilizados.

Figura (3.5) - Corpo de prova para o ensaio de fadiga por flexão

alternada (conforme – fabricante do equipamento).

3.4 – PROCESSOS DE TRATAMENTO DE SUPERFÍCIE

Os tratamentos de superfície, shot peening e anodizações foram

realizados pela EMBRAER-LIEBHERR (ELEB).

3.4.1 – Processo de shot peening

O processo de shot peening foi realizado sobre toda a superfície do

corpo de prova com os parâmetros da tabela (3.1)

8 7

Tabela (3.1) – Parâmetros operacionais do processo de shot peening

(ELEB-EMBRAER-LIEBHERR).

PARÂMETROS - PROCESSO DE SHOT PEENING

Esferas de vidro – Ø médio 0,30 a 0,43 mm

Pressão – bico ejetor 30 psi

Distância – bico ao CDP 200 mm

Intensidade Almen 0,013 N

Área de cobertura 120 %

Ângulo de impacto 90°

3.4.2 – Processos de anodização

Os processos de anodização crômica, sulfúrica e dura foram

realizados sobre toda a superfície do corpo de prova, com os parâmetros

da tabela (3.2).

Tabela (3.2) – Parâmetros dos processos de anodização crômica,

sulfúrica e dura (ELEB-EMBRAER-LIEBHERR).

PARÂMETROS DAS ANODIZAÇÕES:

CRÔMICA – SULFÚRICA - DURA

Parâmetros Crômica

Sulfúrica Dura

Eletrólito

3

CrO

42

SOH

42

SOH

Concentração do eletrólito (g/l)

40 180 a 240 185 a 350

Temperatura (C°)

39 a 40 20 a 22 -3 a 3

Tempo (min)

60 60 60

Densidade de corrente (A/dm²)

0,3 a 1,0 1,1 a 1,7 2,0 a 5,0

Espessura de camada (µm)

até 15,0 até 20,0 > 50,0

3.4.2.1 – Selagem (ELEB-EMBRAER-LIEBHERR).

A selagem foi feita pela imersão da peça em uma solução aquosa

com dicromato de sódio, a uma temperatura entre 90 e 96 C°, durante 40

minutos.

8 8

3.5 - ENSAIOS

3.5.1 – Ensaios mecânicos

3.5.1.1 – Ensaios de dureza

Foram realizados ensaios de dureza

VICKERS HV – 62,5 kg

, em um total de

12 medidas feitas nas placas de material base, sendo 6 na direção

longitudinal (L) e 6 na direção transversal (T) ao sentido de laminação.

Os ensaios foram realizados no Laboratório de Ensaios Mecânicos

do Departamento de Materiais e Tecnologia da Faculdade de Engenharia

de Guaratinguetá FEG/UNESP, em um equipamento WOLPERT –

Hardness Tester, Tipo DIA TESTOR 2, conforme a norma ASTM E92-52

T.

3.5.1.2 – Ensaios de tração

Os ensaios de tração foram realizados conforme a norma ASTM-

E8, no Laboratório de Ensaios Mecânicos do DEMAR/FAENQUIL.

Foram realizados 6 ensaios na direção longitudinal e 6 ensaios na

direção transversal ao sentido de laminação, para a condição do material

base.

3.5.1.3 – Ensaios de fadiga

Os ensaios de fadiga axial, flexão rotativa e flexão alternada, foram

realizados no Laboratório de Ensaios Mecânicos do Departamento de

Materiais e Tecnologia da Faculdade de Engenharia de Guaratinguetá,

FEG/UNESP.

Foram ensaiados corpos de prova nas direções longitudinal (L) e

transversal (T) ao sentido de laminação do material base, nas condições

apresentadas na tabela (3.3).

8 9

Tabela (3.3) – Tipos e condições dos ensaios de fadiga

ENSAIOS DE FADIGA: TIPOS E CONDIÇÕES

FLEXÃO

ROTATIVA

FLEXÃO

ALTERNADA

AXIAL

Material base 43 42 50

Anodização crômica 26 29 46

Shot peening e

anodização crômica

26 30

Anodização sulfúrica 30 30 35

Shot peening e

anodização sulfúrica

27 25

Anodização dura 29 33 36

Shot peening e

anodização dura

24 27

3.5.1.3.1 - Fadiga por flexão rotativa

Os ensaios de fadiga por flexão rotativa foram realizados no

equipamento modelo UBM 521.00/89/2 – VEB Werkstoffprüfmaschinen

Leipzig.

A tabela (3.4) apresenta as condições em que os ensaios de fadiga

por flexão rotativa foram realizados:

Tabela (3.4) – Condições operacionais de realização dos ensaios de

fadiga por flexão rotativa.

CONDIÇÕES DOS ENSAIOS DE FADIGA – FLEXÃO ROTATIVA

Razão de carregamento - 1,0

Freqüência (Hz) 50

Níveis de carregamento (MPa)

=

max_e

σ

347

=

min_e

σ

130

Temperatura de ensaio Ambiente

9 0

3.5.1.3.2 - Fadiga por flexão alternada

Os ensaios de fadiga por flexão alternada foram realizados no

equipamento Flat Bending and Torsion Testing Machine modelo PWS GS

- SCHENCK.

A tabela (3.5) as condições em que os ensaios de fadiga por flexão

rotativa foram realizados:

Tabela (3.5) – Condições operacionais de realização dos ensaios de

fadiga por flexão alternada.

CONDIÇÕES DOS ENSAIOS DE FADIGA

FLEXÃO ALTERNADA

Razão de carregamento - 1,0

Freqüência (Hz) 25

Níveis de carregamento (MPa)

=

max_e

σ

391

=

min_e

σ

130

Temperatura de ensaio Ambiente

3.5.1.3.3 - Fadiga axial

Os ensaios de fadiga axial foram realizados no equipamento Schenk

horizontal midget pulser ph, tipo PHC GS.

A tabela (3.6) apresenta as condições em que os ensaios de fadiga

axial foram realizados:

Tabela (3.6) – Condições operacionais de realização dos ensaios de

fadiga axial

CONDIÇÕES DOS ENSAIOS DE FADIGA AXIAL

Razão de carregamento 0,1

Freqüência (Hz) 28

Níveis de carregamento (MPa)

=

max_e

σ

326

=

min_e

σ

130

Temperatura de Ensaio Ambiente

9 1

3.6 – MICROSCOPIA ÓPTICA

As análises metalográficas foram realizadas no Laboratório de

Imagens (LAIMAT-II) do Departamento de Materiais e Tecnologia da

Faculdade de Engenharia de Guaratinguetá, FEG/UNESP, nos

equipamentos Image pró-plus 4.0, Material pró-analiser 3.1 e

microscópio Nikon Epiphot 200.

3.7 – ANÁLISE DE FRATURA

As análises de fratura foram realizadas nos corpos de prova

fraturados em fadiga no Laboratório Associado de Sensores e Materiais

(LAS/CTE) do Instituto Nacional de Pesquisas Espaciais (INPE/SJC), no

equipamento de microscopia eletrônica de varredura (MEV) - JEOL –

modelo: JSM 5310.

3.8 – TENSÕES RESIDUAIS

Os processos de fabricação e os tratamentos mecânico e de

superfície usados na elaboração dos corpos de prova (usinagem, shot

peening e anodização) induzem o surgimento de tensões residuais no

material, que interferem nos resultados de vida em fadiga dos

componentes.

3.8.1 – Processo de medição das tensões residuais

As tensões residuais foram medidas em um equipamento portátil do

Laboratório de Análise de Tensões da COPPE/UFRJ e a técnica utilizada

foi o método de difração de raios X. com a utilização do equipamento

Raystress COPEE/UFRJ, pelo método

ψ

2

sen

(IVANOV; MONIM;

TEODÓSIO, 1994; MONIN; TEODÓSIO; GUROVA, 2002; GUROVA; TEODÓSIO;

REBELLO; MONIN, 1997).

Este equipamento portátil é usado em larga escala para controle não

destrutivo do estado de tensões residuais de diferentes processos

tecnológicos ou dos equipamentos industriais. A figura (3.6) apresenta

9 2

este equipamento. As seguintes partes são incluídas como componentes

deste equipamento:

* Unidade de controle com fonte de alta tensão, que permite

monitoramento e ajuste do nível de potência de alimentação do tubo de

raios-X. O tamanho e o peso da unidade de controle são de 1,5 kg e de

(20x12x8)cm

3

respectivamente.

* Fonte de alta tensão e tubo de raios X. Uma das qualidades do

equipamento é que o tubo de raios X é acoplado à fonte de alta tensão. A

fonte é um cilindro cujo diâmetro é de 5 cm e o comprimento é de 37 cm.

A tensão e a corrente de trabalho da fonte de raios X são de 25 kV e

1,5 mA, respectivamente. O tubo de raios X possui dois anodos de cromo

com resfriamento ao ar e produz dois feixes convergentes de raios X

para realizar a técnica de duas exposições de medição de tensões por

raios X. O ângulo de convergência dos feixes de raios X é de 50

0

. O peso

da fonte de alta tensão com tubo de raios X são de 2,5 kg.

* O suporte magnética permite instalar o equipamento em uma

chapa ferromagnético ou diretamente na peça analisada. Além disso, o

suporte ajusta o equipamento na posição de exposição.

* O colimador com cassete para filme de raios X. Possui duas

janelas no cassete permitem captar partes das linhas difratadas no

intervalo angular de 2

θ

de 148

0

a 164

0

.

Para manter a precisão das medições num nível alto, a leitura dos

filmes de raios X é feita por computador que controla um

microdensitômetro [figura (3.7)]. O processamento dos dados é

completamente computadorizado. A posição das linhas é determinada

através da aproximação dos perfis por função de Cauchy.

Para medir as tensões residuais abaixo da superfície, foi feita a

remoção de finas camadas através de polimento eletrolítico. A medida da

espessura da camada removida é feita com um calibrador de

profundidade com relógio, tomando-se três medidas e considerando o

9 3

valor médio das medidas encontradas. Após a remoção da camada é feita

a medição da tensão residual na profundidade definida.

Foram realizadas medições de tensões residuais para amostras do

material base, anodização crômica, anodização sulfúrica e anodização

dura com e sem shot peening, para cada amostra foram realizadas

medições em 6 profundidades diferentes da superfície até

aproximadamente 0,30 mm.

Figura (3.6) - Equipamento portátil para medição de tensões:

1- fonte de alta tensão; 2-tubo de raios X; 3-colimador com cassete;

4- unidade de controle; 5-amostra analisada.

Figura (3.7) - Microdensitômetro.

9 4

CAPÍTULO 4 – RESULTADOS E DISCUSSÕES

4.1 – CONSIDERAÇÕES INICIAIS

Neste capítulo são apresentados os resultados obtidos nos ensaios e

a análise dos resultados.

A primeira parte apresenta a caracterização do material base (Al

7050 - T7451) obtida pelos dos resultados referentes à análise química,

ensaios mecânicos de dureza e tração e exame metalográfico.

A segunda parte apresenta os resultados das tensões residuais

induzidas ao material base e nos processos de tratamento superficial de

anodização crômica, sulfúrica e dura sem e com o tratamento mecânico

de shot peening, seguido de análise dos resultados.

A terceira parte apresenta os resultados obtidos nos ensaios de

fadiga por flexão rotativa nas condições apresentadas nas tabelas (3.3) e

(3.4), seguido da análise dos resultados.

A quarta parte apresenta os resultados obtidos nos ensaios de fadiga

por flexão alternada nas condições apresentadas nas tabelas (3.3) e (3.5),

seguido da análise dos resultados.

A quinta parte apresenta os resultados obtidos nos ensaios de fadiga

axial (tração-tração) nas condições apresentadas nas tabelas (3.3) e

(3.6), seguido da análise dos resultados.

A análise de fraturas por de microscopia eletrônica de varredura nas

terceiras, quartas e quintas partes, complementam a discussão dos

resultados.

9 5

4.2 – CARACTERIZAÇÃO DO MATERIAL BASE

4.2.1 – Análise química

A tabela (4.1) apresenta a composição química especificada pela

Alcoa Aluminum Standards e a encontrada na amostra analisada.

Tabela (4.1) - Composição química da liga 7050 - Especificado X

Encontrado.

COMPÓSIÇÃO QUÍMICA DA LIGA Al7050-T7451

Elementos Cu Mg Zn Mn Cr Zr Si Fe Ti

2,0 1,9 5,7 0,08

Especificado

- - - 0,10*

0,04*

- 0,12*

0,15*

0,06*

2,6 2,6 6,7 0,15

Encontrado

2,19

1,90

6,06

0,10 0,006

0,15

0,12 0,14 0,06

* Valores máximos

4.2.2 – Ensaios de tração

Nos ensaios realizados foram obtidos valores referentes ao limite de

escoamento, limite de resistência e alongamento percentual. Os valores

médios encontrados e desvio-padrão encontram-se relacionados na

tabela (4.2).

Tabela (4.2) – Resultado dos ensaios de tração liga Al 7050-T7451

ENSAIOS DE TRAÇÃO : MÉDIA – DESVIO-PADRÃO

Amostras

Limite de

Escoamento (MPa)

Limite de

resistência (MPa)

Alongamento

(%)

Longitudinal

429,2±21,9 501,9±2,7 9,9±1,7

Transversal

439,0±12,7 503,4±3,8 12,2±0,5

Os resultados evidenciam não existirem diferenças significativas

entre as direções longitudinal e transversal, para o limite de escoamento

e para o limite de resistência a tração na liga 7050-T7451.

9 6

No limite de escoamento, embora as médias sejam diferentes, o

desvio-padrão encontrado apresenta valores limites próximos e não

caracterizam diferenças significativas entre as direções L e T.

O mesmo raciocínio feito para o limite de resistência admite a

mesma conclusão.

O alongamento apresenta maior ductilidade na direção transversal

com um alongamento percentual médio de 12,2% e 9,9% na direção

longitudinal.

4.2.3 – Ensaios de dureza

Os valores de dureza estão relacionados na tabela (4.3)

Tabela (4.3) – Dureza Vickers do Al 7050-T7451

AMOSTRA DUREZA VICKERS HV – 62,5 kg

Longitudinal

Transversal

168 172

175 176

170 175

168 177

172 172

Al 7050-T7451

177 168

Média 171,7±3,7 173,3±3,3

Os resultados evidenciam não existirem diferenças significativas de

dureza entre as direções longitudinal e transversal.

4.2.4 – Exame metalográfico

Durante o processo de conformação por laminação a quente, ocorre

a recuperação dinâmica nas regiões deformadas, resultando em uma

microestrutura contendo uma população de subgrãos equiaxiais e com

fileiras de partículas grosseiras de constituintes. A densidade de energia

armazenada durante a conformação é significativamente maior nas

regiões próximas das partículas de constituintes.

Durante o tratamento térmico de solubilização, ocorre o processo de

recristalização parcial que se inicia em regiões próximas a partículas

grosseiras onde a energia armazenada é alta produzindo, assim, uma

9 7

distribuição não homogênea de regiões parcialmente recristalizadas com

orientações anisotrópicas.

As regiões recristalizadas, quase sempre, se formam ao redor das

partículas constituintes. Entretanto, quase todas as partículas de

constituintes estão situadas dentro dos grãos recristalizados. O grau de

recristalização diminui com o aumento da temperatura do processo.

A tabela (4.4) mostra as diferenças existentes de quantidades de

fases intermetálicas, características da liga Al 7050-T7451, onde a

quantidade de fração volumétrica de partículas constituintes na direção

longitudinal (4.1-a) é menor em relação à direção transversal (4.1-b)

como apresenta a figura (4.1).

A figura (4.2) apresenta uma maior fração volumétrica de regiões

parcialmente recristalizadas na direção transversal (4.2-b) em relação a

direção longitudinal (4.2-a).

A figura (4.3) mostra os tamanhos de grãos encontrados nas

direções longitudinal (4.3-a) e transversal (4.3-b). A maior

granulometria ocorre na direção longitudinal ao sentido de laminação.

Tabela (4.4) - Tamanho de grão e fração volumétrica nas direções

longitudinal e transversal Al 7050-T7451 (CARVALHO et al, 2000).

Orientação Longitudinal

Transversal

Diâmetro do grão (µm)

10.39 9,98

Fração volumétrica

de partículas de segunda fase 0,0118 0,0131

Fração volumétrica de

regiões parcialmente recristalizada

0,364

0,509

O tamanho de grão médio para a direção transversal foi de 9,98

µ

m

em comparação com 10,39

µ

m da direção longitudinal. Estas diferenças

de microestrutura são atribuídas a maior intensidade de barreiras

9 8

microestruturais para a direção transversal, resultante de grão mais

finos.

Figura (4.1) - Fases intermetálicas (Al

7

Cu

2

Fe e Mg

2

Si) na liga Al 7050-

T7451, (a) direção L e (b) direção T, sem reagente. (CARVALHO et al,

2000).

Figura (4.2) - Microestrutura de regiões recristalizadas da liga Al 7050-

T7451, (a) direção L e (b) direção T, com reagente Keller (CARVALHO

et al, 2000).

As regiões recristalizadas são grandes áreas claras e alongadas de

grãos grosseiros cercadas de regiões de grãos finos de cor cinza, que

consistem em populações de subgrãos. A região recristalizada tem uma

Região recristalizada

Região grãos finos

a b

a

b

Partícula intermetálica

9 9

forma alongada que acompanham o sentido do processo de laminação. As

regiões parcialmente recristalizadas criam contornos de grão que são

anisotrópicos. Observa-se na figura (4.2-b), uma maior quantidade de

regiões recristalizadas (áreas claras) com relação à figura (4.2-a), como

apresentado na tabela (4.4), característica que pode estar associada a

maior fração de volume de partículas de constituintes para a direção

transversal. A recristalização ocorre próxima das partículas de

constituintes, o que contribui para um aumento de microestrutura

anisotrópica em função da variação da orientação dos contornos de grãos

(CARVALHO et al, 2000).

A figura (4.2) mostra partículas de constituintes escuros que estão

normalmente situadas ao lado das regiões recristalizadas.

Figura (4.3) - Tamanho de grão das direções L (a) e T (b) da liga

Al 7050-T7451, com reagente fosfórico (CARVALHO et al, 2000)..

15

µ

m

(a) (b)

15 µm

1 0 0

4.3 – TENSÕES RESIDUAIS

Os processos de anodização crômica, sulfúrica e dura foram

realizados sobre toda a superfície do corpo de prova, no setor de

tratamento superficial da ELEB, com os parâmetros de uso corrente da

empresa [tabela (3.2)] e os resultados obtidos são apresentados na

tabela (4.5).

Tabela (4.5) – Espessura de camada anódica

ESPESSURA DA CAMADA ANÓDICA

Amostras

Crômica (

m

µ

)

Sulfúrica (

m

µ

)

Dura (

m

µ

)

1

3,00 12,07 71,78

2

4,07 17,94 62,91

3

4,21 12,45 64,97

4

4,05 13,13 76,50

5

---- 15,26 66,30

6

---- ---- 63,00

7

---- ---- 50,13

Desvio padrão

0,559 2,445 8,259

Média 3,832 14,170 65,085

Os perfis residuais das tensões produzidas foram medidos

utilizando-se o método de difração de raios X.

Foram realizadas 48 (quarenta e oito) medições de tensões em oito

corpos-de-prova. O sinal (-) significa tensão residual de compressão e o

sinal (+) significa tensão residual de tração. A tabela (4.5) apresenta os

resultados das tensões residuais para todas as condições medidas.

1 0 1

Tabela (4.6) – Tensões residuais – resultados gerais

RESULTADO – TENSÕES RESIDUAIS

Número

Condição da

amostra

Profundidade

(mm)

Tensão

( MPa)

Condição da

amostra

Profundidade

(mm)

Tensão

( MPa)

1 0 +170 0 -72

2 0,05 +180 0,05 -270

3 0,09 +80 0,08 -230

4 0,13 +100 0,13 -30

5 0,25 +110 0,22 +50

6

MB – sem

shot peening

0,35 +90

MB - com

shot peening

0,33 +100

1 0 0 0 -340

2 0,06 -80 0,03 -150

3 0,10 -60 0,06 -100

4 0,16 -50 0,13 -70

5 0,22 +20 0,21 +10

6

AC – sem

shot peening

0,30 +60

AC – com

shot peening

0,30 +50

1 0 0 0 -50

2 0,05 +120 0,07 -70

3 0,11 +60 0,11 -30

4 0,17 0 0,18 0

5 0,25 +20 0,25 +100

6

AS – sem

shot peening

0,35 +60

AS – com

shot peening

0,30 +150

1 0 +80 0 -200

2 0,05 +110 0.05 -140

3 0,15 +140 0.10 -80

4 0,20 +50 0.17 -30

5 0,28 -30 0.23 0

6

AD – sem

shot peening

0,35 -40

A D - com

shot peening

0,30 +90

As figuras (4.4) a (4.10), apresentam as curvas das tensões residuais

encontradas em função da profundidade medida para as diversas

condições de amostras analisadas.

1 0 2

0,00 0,05 0,10 0,15 0,20 0,25 0,30 0,35 0,40

-300

-200

-100

0

100

200

300

0,00 0,05 0,10 0,15 0,20 0,25 0,30 0,35 0,40

-300

-200

-100

0

100

200

300

Gráfico Tensão (MPa) x Profundidade (mm)

Material Base - sem shot peening

( interseção )

Tensão residual (MPa)

Profundidade (mm)

Figura (4.4) – Gráfico tensão residual (MPa) x profundidade (mm) –

material base – sem shot peening.

Da tabela (4.6) e da figura (4.4) conclui-se que o processo de

produção do material base e os processos de fabricação aplicados sobre

os corpos de prova induzem tensões residuais de tração, na superfície de

170 MPa, atingindo sua maior intensidade (180 MPa) a uma

profundidade de 0,05 mm, mantendo as tensões trativas até a

profundidade analisada de 0,35mm.

1 0 3

0,00 0,05 0,10 0,15 0,20 0,25 0,30 0,35

-300

-250

-200

-150

-100

-50

0

50

100

150

Tensão residual (MPa)

Gráfico Tensão (MPa) x Profundidade (mm)

Material Base - com shot peening

( interseção )

Profundidade (mm)

Figura (4.5) – Gráfico tensão residual (MPa) x profundidade (mm) –

material base – com shot peening.

Da análise da figura (4.5) e da tabela (4.6) conclui-se que o shot

peening aplicado sobre o material base não só neutralizou as tensões

residuais trativas induzidas no processo de fabricação como gerou

tensões residuais compressivas nas camadas superficiais até uma

profundidade de aproximadamente 0,17 mm. A tensão residual na

superfície foi de -72 MPa, e sua maior intensidade medida, -270 MPa, a

uma profundidade de 0,05 mm, reduziu sua intensidade a zero a uma

profundidade de aproximadamente 0,17 mm e atingiu uma tensão trativa

de 100 MPa na profundidade de 0,33mm. A inversão da tensão

compressiva para trativa a partir de uma determinada profundidade deve-

se a condição de equilíbrio com tensão resultante nula, ao longo da seção

transversal (DIETER, 1988; DE LOS RIOS et al, 1995; SCHIJVE, 2001;

PADILHA, 2004).

1 0 4

0,00 0,05 0,10 0,15 0,20 0,25 0,30

-100

-80

-60

-40

-20

0

20

40

60

80

Gráfico Tensão (MPa) x Profundidade (mm)

Anodização Crômica - sem shot peening

( interseção )

Tensão residual (MPa)

Profundidade (mm)

Figura (4.6) – Gráfico tensão residual (MPa) x profundidade (mm) –

anodização crômica – sem shot peening.

Da análise da figura (4.6) e da tabela (4.6) observa-se tensão zero

na superfície da amostra e tensões compressivas a partir da superfície,

atingindo sua maior intensidade medida, -80 MPa, a uma profundidade

de 0,06 mm. A intensidade reduziu-se até zero a uma profundidade de

aproximadamente 0,20 mm e atingiu a tensão trativa de 60 MPa a uma

profundidade de 0,3 mm.

1 0 5

0,00 0,05 0,10 0,15 0,20 0,25 0,30

-400

-300

-200

-100

0

100

Gráfico Tensão (MPa) x Profundidade (mm)

Anodização Crômica - com shot peening

( interseção )

Tensão residual (MPa)

Profundidade (mm)

Figura (4.7) – Gráfico tensão residual (Mpa) x profundidade (mm) –

anodização crômica – com shot peening.

Da análise da figura (4.7) e da tabela (4.6) conclui-se que, o shot

peening seguido de anodização crômica induz tensões residuais,

-340 MPa na superfície, sendo reduzida gradualmente até zero a uma

profundidade de aproximadamente 0,20 mm e atingindo a tensão trativa

de 50 MPa a uma profundidade de 0,30 mm.

É de se esperar que as tensões residuais compressivas atuem no

sentido de aumentar a resistência à fadiga do material (WAGNER, 1999).

1 0 6

0,00 0,05 0,10 0,15 0,20 0,25 0,30 0,35 0,40

0

20

40

60

80

100

120

Gráfico Tensão (MPa) x Profundidade (mm)

Anodização Sulfúrica - sem shot peening

( interseção )

Tensão residual (MPa)

Profundidade (mm)

Figura (4.8) – Gráfico tensão residual (Mpa) x profundidade (mm) –

anodização sulfúrica – sem shot peening.

Da análise da figura (4.8) e da tabela (4.6) conclui-se que a

anodização sulfúrica apresenta tensão residual zero na superfície e

tensões trativas nas camadas sub-superficiais atingiu a maior intensidade

medida +120 MPa, a uma profundidade de 0,05 mm, reduziu sua

intensidade até a neutralidade a uma profundidade de 0,17 mm,

retornando à tensão trativa de 60 MPa na profundidade de 0,35 mm.

Os resultados obtidos podem ser desfavoráveis no que diz respeito à

resistência a fadiga do material, já que as tensões de tração facilitam a

nucleação e propagação das trincas na camada superficial. Apesar da

neutralidade da tensão medida na superfície, tanto a nucleação como a

propagação da trinca podem ocorrer na camada anódica devido as suas

características (CAMPOS, 2000; ASM 1996).

1 0 7

0,00 0,05 0,10 0,15 0,20 0,25 0,30

-100

-50

0

50

100

150

Gráfico Tensão (MPa) x Profundidade (mm)

Anodização Sulfúrica - com shot peening

( interseção )

Tensão residual (MPa)

Profundidade (mm)

Figura (4.9) – Gráfico tensão residual (MPa) x profundidade (mm) –

anodização sulfúrica – com shot peening.

Da análise da figura (4.9) e da tabela (4.6) conclui-se que o shot

peening seguido da anodização sulfúrica não só neutralizou as tensões

residuais trativas induzidas pelos processos de fabricação e anodização

como gerou tensões residuais compressivas na camada superficial,

-50 MPa, atingiu sua maior intensidade medida, -70 MPa a uma

profundidade de 0,07 mm, reduziu sua intensidade até zero a uma

profundidade de 0,18 mm e atingiu a tensão trativa de 150 MPa a

profundidade de 0,30mm.

Os resultados obtidos são favoráveis à resistência à fadiga pois

dificultam ou impedem a nucleação superficial da trinca além de

produzir uma região abaixo da superfície com tensões compressivas que

dificultam a propagação da trinca por fadiga.

1 0 8

0,00 0,05 0,10 0,15 0,20 0,25 0,30 0,35 0,40

-60

-40

-20

0

20

40

60

80

100

120

140

160

Gráfico Tensão (MPa) x Profundidade (mm)

Anodização Dura - sem shot peening

( interseção )

Tensão residual (MPa)

Profundidade (mm)

Figura (4.10) – Gráfico tensão residual (MPa) x profundidade (mm) –

anodização dura – sem shot peening.

Da análise da figura (4.10) e da tabela (4.6) conclui-se que a

anodização dura induz tensão trativa de 80 MPa na superfície. A tensão

trativa é aumentada nas camadas sub-superficiais, atingiu sua maior

intensidade medida de 140 MPa, a uma profundidade de 0,15 mm,

reduziu sua intensidade até zero a uma profundidade de

aproximadamente 0,25 mm e atingiu a tensão -40 MPa a uma

profundidade de 0,35 mm.

Os resultados obtidos são desfavoráveis para a resistência à fadiga

do material, pois praticamente todas as trincas principiam na superfície

do componente e as tensões residuais de tração favorecem esta

nucleação. Pode-se, provavelmente, esperar os piores resultados para a

anodização dura.

1 0 9

0,00 0,05 0,10 0,15 0,20 0,25 0,30

-200

-150

-100

-50

0

50

100

Gráfico Tensão (MPa) x Profundidade (mm)

Anodização Dura - com shot peening

( interseção )

Tensão residual (MPa)

Profundidade (mm)

Figura (4.11) – Gráfico tensão residual (MPa) x profundidade (mm) –

anodização dura – com shot peening.

Da análise da figura (4.11) e da tabela (4.6) conclui-se que o shot

peening não só neutraliza as tensões residuais trativas induzidas pela

anodização, como gera tensões residuais compressivas na superfície,

-200 MPa, reduz sua intensidade até zero a uma profundidade de

0,23 mm e atinge 90 MPa à profundidade de 0,30 mm.

Os resultados obtidos são favoráveis, pois dificultam a nucleação

superficial da trinca, além de produzir uma região abaixo da superfície

com tensões compressivas que dificultam a sua propagação e aumenta a

resistência à fadiga do material.

1 1 0

4.4 – FADIGA – FLEXÃO ROTATIVA

A tabela (4.7) apresenta o número de ensaios e as condições em que

foram realizados os ensaios de fadiga por flexão rotativa.

Tabela (4.7) – Flexão rotativa: total – posição – condições

ENSAIOS DE FADIGA – FLEXÃO ROTATIVA

ENSAIOS

POSIÇÃO

COM

RUPTURA

SEM

RUPTURA

SHOT

PEENING

CONDIÇÃO

21 L 16 05

MB

22 T 20 02

MB

13 L 13

AC

13 T 12 01

AC

15 L 15

AS

15 T 15

AS

15 L 15

AD

14 T 14

AD

13 L 10 03 XXXX

AC

13 T 13 XXXX

AC

12 L 09 03 XXXX

AS

13 T 10 03 XXXX

AS

11 L 08 03 XXXX

AD

13 T 12 01 XXXX

AD

Legenda: MB= Material base; AC= Anodização crômica;

AS= Anodização sulfúrica e AD = Anodização dura.

4.4.1 – Flexão rotativa sem shot peening

Os resultados dos ensaios de fadiga por flexão rotativa sem shot

peening são apresentados nas tabelas (4.8) e (4.9).

1 1 1

Tabela (4.8) – Numero de ciclos consumidos nos ensaios de fadiga por

flexão rotativa sem shot peening.

NUMERO DE CICLOS - FADIGA – FLEXÃO ROTATIVA

SEM SHOT PEENING

Tensão

(MPa)

MB-L AC-L AS-L AD-L MB-T AC-T AS-T AD-T

347 15.400 -- -- -- 14.500 -- -- --

347 11.300 -- -- -- 11.200 -- -- --

Média 13.350 12.850

326 25.600 10.200 12.600 11.100 19.900 11.500 11.900 13.900

326 22.400 14.000 13.600 7.300 18.500 13.000 12.700 13.000

326 17.700 13.500 12.400 12.300 18.100 12.500 10.800 --

Média 21.900 12.567 12.867 10.233 18.833 12.333 11.800 13.450

304 -- -- 17.000 -- 24.500 -- -- --

Média 17.000 24.500

282 55.000 28.500 -- -- 49.100 26.400 18.900 --

282 39.600 30.400 -- -- 36.700 18.100 22.600 --

282 -- -- -- -- 35.500 21.900 23.000 --

282 -- -- -- -- 24.800 -- -- --

Média 47.300 29.450 36.525 22.133 21.500

260 107.600 22.800 22.100 26.800 114.800 -- -- 31.900

260 53.600 22.400 22.000 25.900 128.700 -- -- 30.400

260 78.300 29.800 24.900 27.200 -- -- -- 27.300

Média 79.833 25.000 23.000 26.633 121.750 29.867

239 -- -- -- -- 582.000 -- -- --

239 -- -- -- -- 439.000 -- -- --

239 -- -- -- -- 139.000 -- -- --

239 -- -- -- -- 117.100 -- -- --

239 -- -- -- -- 82.700 -- -- --

Média 271.960

217 588.200 89.900 40.300 56.400 936.400 77.500 60.100 50.500

217 313.000 79.900 41.200 50.000 715.300 59.900 48.200 47.200

217 306.500 43.600 35.200 41.700 277.100 41.300 65.000 42.800

217 279.500 -- -- -- -- -- --

217 272.200 -- -- -- -- -- -- --

217 214.100 -- -- -- -- -- -- --

Média 328.917 71.133 38.900 49.367 642.933 59.567 57.767 46.833

174 1,0E+07 -- 109.600 61.000 1,0E+07 139.200 152.600 104.900

174 1,0E+07 355.200 104.600 73.400 1,0E+07 183.000 127.500 94.000

174 1,0E+07 136.800 111.400 68.200 -- 112.000 157.700 86.600

174 1,0E+07 -- -- -- -- -- -- --

Média

1,0E+07

246.000 108.533 67.533

1,0E+07

144.733 145.933 95.167

130 1,0E+07 -- 216.100 170.900 -- 1,0E+07 7.956.400 254.500

130 -- -- 249.570 185.200 -- -- 1.621.200 216.900

130 -- -- -- 216.900 -- -- 513.000 206.400

Média 232.835 191.000 3.363.533 225.933

Valores em itálico – ensaio interrompido antes da ruptura do cdp.

1 1 2

Tabela (4.9) – Fadiga flexão rotativa – tensão - média de ciclos, desvio

padrão, dispersão (%) e relação de vida em fadiga (%).

TABELA – VALORES MÉDIOS / DESVIO PADRÃO / % VIDA - SEM SHOT PEENING

 (MPa)

MB-L AC-L AS-L AD-L MB-T AC-T AS-T AD-T

N

13.350 - - - 12.850 - - -

DP

2899 - - - 2333 - - -

(DP/N)%

21,7 - - - 18,2 - - -

347

A/MB

- - - - - - - -

N

21.900 12.567 12.867 10.233 18.833 12.333 11.800 13.450

DP

3974 2065 643 2610 945 764 954 636

(DP/N)%

18,1 16,4 5,0 25,5 5,0 6,2 8,1 4,7

326

A/MB

- 57,4% 58,8% 46,7% 65,5% 62,7% 71,4%

N

47.300 29.450 - - 36.525 22.133 21.500 -

DP

10889 1344 - - 9945 4155 2261 -

(DP/N)%

23,0 4,6 - - 27,2 18,8 10,5 -

282

A/MB

- 62,3% - - - 60,6% 58,9% -

N

79.833 25.000 23.000 26.633 121.750 - - 29.867

DP

27033 4162 1646 666 9829 - - 2346

(DP/N)%

33,9 16,6 7,2 2,5 8,1 - - 7,9

260

A/MB

- 31,3% 28,8% 33,4% - - - 24,5%

N

328.917 71.133 38.900 49.367 642.933 59.567 57.767 46.833

DP

131777 24363 3236 7370 335555 18102 8640 3863

(DP/N)%

40,1 34,2 8,3 14,9 52,2 30,4 15,0 8,2

217

A/MB

- 21,6% 11,8% 15,0% - 9,3% 9,0% 7,3%

N

1,0E+07 246.000 108.533 67.533 1,0E+07 144.733 145.933 95.167

DP

- 154432 3523 6227 - 35822 16166 9206

(DP/N)%

- 62,8 3,2 9,2 - 24,8 11,1 9,7

174

A/MB

- 2,5% 1,1% 0,7% - 1,4% 1,5% 1,0%

N

1,0E+07 - 232.835 191.000 1,0E+07 1,0E+07 3.363.533 225.933

DP

- - 23667 23542 - - 4015949 25290

(DP/N)%

- - 10,2 12,3 - - 119,4 11,2

130

A/MB

- - 2,3% 1,9% - - 33,6% 2,3%

Valores em itálico – ensaio interrompido antes da ruptura do cdp.

As figuras (4.12) a (4.23) apresentam as curvas



-N de fadiga por

flexão rotativa e as superfícies de fratura, para as diversas condições de

ensaios e tratamentos de superfície, sem o processo mecânico de shot

peening.

1 1 3

200

250

300

350

10000 100000 1000000

FADIGA - FLEXÃO ROTATIVA ( Tensão x Nº Ciclos )

Número de ciclos

Tensão (MPa)

Material Base

= Long.

= Transv.

Figura (4.12) – Curvas



-N de fadiga por flexão rotativa – material base

(Al 7050-T7451) – longitudinal e transversal.

Figura (4.13) - Superfície de fratura – flexão rotativa – metal base-

(217 MPa, 272.200 ciclos) – longitudinal – (a)15x e (b) 200x .

a

b

2

1

1 1 4

A figura (4.13) apresenta a superfície de fratura de um ensaio de

fadiga por flexão rotativa (217 MPa, 272.200 ciclos) do metal base. A

foto (a), indica uma visão geral da superfície de fratura onde se observa

a região (1) de nucleação da trinca e a região (2) de propagação estável

da trinca. A foto (b) apresenta o ponto de nucleação superficial da

trinca (1). Como esperado, na flexão rotativa a nucleação da trinca

ocorre na superfície do material base e se propaga para o interior da

amostra.

Os ensaios de baixo e médio ciclos (347 MPa, 326 MPa e 282MPa)

evidenciam a tendência de maior vida em fadiga para as amostras

retiradas no sentido longitudinal. Para 347 MPa, o número médio de

ciclos e a dispersão média são de 13.350 ciclos e 21,7% para

longitudinal e de 12.850 ciclos e 18,2% para a transversal. Para 326

MPa os números médios de ciclos foram 21.900 ciclos na longitudinal e

18.333 ciclos na transversal. Para a tensão de 282 MPa a tendência é

mantida.

Para os ensaios de alto ciclo (260 MPa) os resultados indicam uma

vida em fadiga maior para a direção transversal com média de 121.750

ciclos na transversal e 79.833 ciclos na longitudinal. Para 217 MPa, a

mesma tendência é mantida.

Os resultados mostram um aumento da dispersão média quando se

reduz os níveis de tensão que caracterizam um maior espalhamento dos

resultados e indica que, na fadiga de alto ciclo, as características

microestruturais e as condições superficiais da amostra têm mais

interferência sobre a vida do componente do que na fadiga de alto ciclo

onde a tensão aplicada tem maior influência sobre a vida em fadiga.

1 1 5

100

150

200

250

300

350

10000 100000 1000000 1E7

FLEXÃO ROTATIVA (Tensão x Nº de Ciclos)

Anodização Crômica

sem shot peening

= MB - Long.

= MB - Transv.

= AC - Long.

= AC - Transv.

Número de Ciclos

Tensão (MPa)

Figura (4.14) – Curvas



-N de fadiga por flexão rotativa – material

base- anodização crômica – longitudinal e transversal.

1 1 6

Figura (4.15) – Superfície de fratura – flexão rotativa – anodização

crômica (174 MPa, 355.200 ciclos) – longitudinal – (a) 15x, (b) 100x e

(c) 1000x.

A figura (4.15) apresenta a superfície de fratura de um ensaio de

fadiga por flexão rotativa de alto ciclo (174 MPa, 355.200 ciclos) com

anodização crômica. A foto (a) apresenta uma visão geral da superfície

de fratura onde se observam: região (1) com pontos nucleação da trinca;

região (2) de propagação estável da trinca; e região (3), áspera que

caracteriza a ruptura dúctil da seção transversal. A foto (b) apresenta

dois pontos de nucleação superficial da trinca (4). A foto (c) mostra que

a trinca inicialmente se propaga pela interface entre a camada anodizada

a

b

1

2

4

3

6

5

c

1 1 7

e o substrato (5) para em seguida se propagar para o interior da amostra

e homogeneidade da camada de anodização crômica (6) sobre o

substrato.

Embora o processo de anodização crômica induza tensões residuais

compressivas a partir da superfície do cdp, estas não são suficientes

para neutralizar as características negativas da camada anódica sobre a

resistência à fadiga do material. Para ambas as direções o processo de

anodização crômica reduz a vida em fadiga quando comparado com o

material base, devido às características da camada anódica que são mais

duras, porosas e trincam facilmente quando sofrem deformação

mecânica (CAMPOS, 2000; ABAL, 1996).

Os resultados dos ensaios de fadiga por flexão rotativa com

anodização crômica apresentam maior resistência à fadiga para as

amostras retiradas no sentido longitudinal, para todas as condições de

ensaio (326MPa, 282MPa, 217 MPa e 174 MPa). Para 326 MPa, o

número médio de ciclos é de 12.567 ciclos na direção longitudinal e de

12.333 ciclos na direção transversal. Para 217 MPa, o número médio de

ciclos é de 71.133 ciclos e 59.567 ciclos e a dispersão em relação à

média são de 34,2% e 30,4%, respectivamente. Para 174 MPa,

novamente são encontrados altos valores de dispersão e a resistência à

fadiga para a direção longitudinal é maior que a transversal. A tendência

de aumento da dispersão para fadiga de alto ciclo apresenta maior

espalhamento entre os resultados o que indica uma menor interferência

dos efeitos da camada anodizada sobre os resultados obtidos. Os

resultados sugerem aumento do espalhamento à medida que o nível de

solicitação decresce; no entanto, são menores para as condições

longitudinal e transversal do que o material base.

1 1 8

100

150

200

250

300

350

10000 100000 1000000 1E7

FLEXÃO ROTATIVA (Tensão x Nº de Ciclos)

Anodização Sulfúrica

sem shot peening

= MB - Long.

= MB - Transv.

= AS - Long.

= AS - Transv.

Número de Ciclos

Tensão (MPa)

Figura (4.16) – Curvas



-N de fadiga por flexão rotativa – material

base-anodização sulfúrica – longitudinal e transversal.

Figura (4.17) – Superfície de fratura – flexão rotativa – anodização

sulfúrica (174 MPa, 109.600 ciclos) – longitudinal – 15x.

A figura (4.17) apresenta a superfície de fratura de um ensaio de

fadiga por flexão rotativa de alto ciclo (174 MPa, 109.600 ciclos) do

metal base com anodização sulfúrica. A foto apresenta uma visão geral

1 1 9

da superfície de fratura onde se observa a nucleação e a propagação

simultâneas de diversas frentes de trinca. As formações de diversas

frentes de trincas intensificam a propagação das trincas, reduzindo a

vida em fadiga do componente. A nucleação simultânea das trincas

ocorre em função da maior tensão trativa na superfície do corpo-de-

prova, característica da flexão rotativa, das tensões residuais de tração

induzida pela anodização sulfúrica abaixo da superfície e da porosidade,

características da camada anódica, atuando como concentradores de

tensão superficial.

A figura (4.18) apresenta a camada de anodização sulfúrica sobre o

substrato, evidenciando a rugosidade da camada anodizada.

Figura (4.18) – Superfície de fratura – camada anodizada – flexão

rotativa – anodização sulfúrica (174 MPa, 109.600 ciclos) – longitudinal

– 500x.

O processo de anodização sulfúrica induz tensões residuais trativas

a partir da superfície do corpo-de-prova. Estas tensões, aliadas às

características da camada anódica, reduziram a resistência à fadiga do

material para ambas as direções quando comparado com o material base.

1 2 0

Os resultados dos ensaios de fadiga por flexão rotativa com

anodização sulfúrica evidenciam uma tendência de maior resistência à

fadiga para as amostras retiradas no sentido transversal, somente para a

tensão de 326 MPa, pois o número médio de ciclos para a direção

longitudinal é maior (12.867 ciclos na longitudinal e 11.800 ciclos na

transversal). Quando se consideram os valores de dispersão em relação à

média, tem-se 5,0% e 8,1% respectivamente, caracterizando

comportamento semelhante entre as direções longitudinal e transversal.

Para 217 MPa, o número médio de ciclos para a direção longitudinal é

de 38.900 ciclos com dispersão de 8,3%. Para a direção transversal é de

57.767 ciclos com dispersão de 15%, o que caracteriza melhor vida em

fadiga para a direção transversal. Para as tensões de 174 MPa e

130 MPa os resultados confirmam a tendência observada de melhor

comportamento na direção transversal.

Os resultados evidenciam o aumento da dispersão para os menores

níveis de tensão, o que caracteriza um maior espalhamento entre os

resultados e indica interferência dos efeitos da camada anodizada sobre

os resultados obtidos. Comparando a dispersão média da anodização

sulfúrica sobre o material base e a anodização crômica, observam-se

menores valores de dispersão para a anodização sulfúrica e diversas

frentes de trinca se propagando, o que caracteriza maior interferência

deste processo e facilita a nucleação e a propagação das trincas de

fadiga. A anodização sulfúrica induz tensões trativas a partir da

superfície, a camada anodizada é mais dura, porosa e mais espessa que a

camada crômica (ABAL, 1996).

1 2 1

100

150

200

250

300

350

10000 100000 1000000 1E7

FLEXÃO ROTATIVA (Tensão x Nº de Ciclos)

Anodização Dura

sem shot peening

= MB - Long.

= MB - Transv.

= AD - Long.

= AD - Transv.

Número de Ciclos

Tensão (MPa)

Figura (4.19) – Curvas



-N de fadiga por flexão rotativa – material base

- anodização dura – longitudinal e transversal.

Figura (4.20) – Superfície de fratura – flexão rotativa – anodização dura

(174 MPa, 73.400 ciclos) – longitudinal – Aumento: (a) e (b) 15x.

A figura (4.20) apresenta a superfície de fratura do ensaio de flexão

rotativa com anodização dura, onde se observam a nucleação e a

a

b

1 2 2

propagação simultânea de diversas frentes de trinca na superfície,

reduzindo a vida em fadiga do componente.

Figura (4.21) – Superfície de fratura – flexão rotativa – anodização dura

(174 MPa, 73.400 ciclos) – longitudinal - Aumento: (a) 100x, (b) 200x,

(c) 200x e (d) 500x.

A figura (4.21) apresenta a superfície de fratura de um ensaio de

fadiga por flexão rotativa com anodização dura. A foto (a) apresenta

uma visão da superfície de fratura evidenciando o ponto (1) de

nucleação da trinca e o ponto (2) frentes de trinca se propagando para o

interior do material base. A foto (b) apresenta o ponto de nucleação

1

2

3

6

5

7

8

a

b

c

d

9

4

1 2 3

superficial da trinca (3) e uma trinca no interior do substrato (4). A foto

(c) apresenta a propagação da trinca para o interior do substrato (5) e a

fragilidade da camada de anodização dura (quebradiça) (5). A foto (d)

apresenta um ponto propagação da trinca a partir da interface da camada

anódica com o substrato (7), e a trinca caminhando na interface entre a

camada anodizada e o substrato (8), para em seguida propagar-se para o

interior do material (9).

Figura (4.22) – Superfície de fratura – flexão rotativa – anodização dura

- fragilidade da camada anódica (174 MPa, 73.400 ciclos) – longitudinal

– Aumento: 500x.

A figura (4.22) apresenta a superfície de fratura com anodização

dura, evidenciando a fragilidade da camada de anodização dura

(quebradiça), a nucleação da trinca na superfície da camada anódica e a

propagação para o interior do substrato.

A formação de diversas trincas intensifica a propagação e reduz a

vida em fadiga do componente. A nucleação simultânea das trincas

ocorre em função da maior tensão trativa na superfície do corpo-de-

prova, característica da flexão rotativa, das tensões residuais de tração

induzida pela anodização dura na superfície e abaixo dela, da maior

espessura da camada anódica, da sua fragilidade e da porosidade

1 2 4

característica, atuando como concentradores de tensão na superfície e na

interface com o substrato.

O processo de anodização dura induz tensões residuais trativas na

superfície do corpo-de-prova. Estas tensões aliadas às características da

camada anódica reduziram a resistência à fadiga do material para ambas

as direções quando comparado com o material base.

Os resultados dos ensaios de fadiga por flexão rotativa com

anodização dura apresentam uma tendência a maior resistência à fadiga

para as amostras retiradas na direção transversal. Para 326 MPa, o

número médio de ciclos é de 13.450 ciclos para a direção transversal e

de 10.233 ciclos para a longitudinal. Para 260 MPa, a média de ciclos e

a dispersão média são 29.867 ciclos e 7,9% para transversal e de 26.633

ciclos e 2,5% para longitudinal. Resultados semelhantes são obtidos

também para as tensões de 174 MPa e 130 MPa.

Os resultados indicam uma tendência de aumento da dispersão para

fadiga de alto ciclo, que caracteriza um maior espalhamento dos

resultados e indica interferência dos efeitos da camada anodizada sobre

os resultados obtidos. Comparativamente também se observa que os

menores valores de dispersão média são os apresentados nas

anodizações sulfúrica e dura, indicando a maior interferência destes

processos sobre a vida em fadiga do material.

A anodização dura apresenta características de maior fragilidade e a

maior espessura de camada entre os processos de anodização estudados,

o que justifica os resultados encontrados.

A figura (4.23) apresenta os resultados para as condições de ensaio

de fadiga por flexão rotativa realizadas sem shot peening.

1 2 5

100

150

200

250

300

350

10000 100000 1000000

Flexão Rotativa (Tensão x Nº de Ciclos)

Geral

sem shot peening

= MB -Long.

= AC -Long.

= AS -Long.

= AD -Long.

= MB -Transv.

= AC -Transv.

= AS -Transv.

= AD -Transv.

Número de Ciclos

Tensão (MPa)

Figura (4.23) – Curvas



-N de fadiga por flexão rotativa – longitudinal e

transversal.

Os resultados confirmam a maior resistência à fadiga do material

base sobre os demais processos de anodização, seguido da anodização

crômica para ambas as direções e uma tendência de melhor

comportamento para a anodização sulfúrica sobre a dura para fadiga de

alto ciclo.

Para uma análise qualitativa dos dados são considerados os valores

médios dos ensaios de fadiga por flexão rotativa, o desvio-padrão, a

dispersão percentual em relação à média e a relação de vida em fadiga

entre os diversos tipos de anodização e o material base, procurando

quantificar as condições de perda ou ganho na resistência à fadiga com

as anodizações aplicadas.

As figuras (4.24), (4.25) e (4.26) apresentam as curvas S-N, de

fadiga por flexão rotativa, usando o número médio de ciclos, sem shot

peening.

1 2 6

100

150

200

250

300

350

10000 100000 1000000 1E7

FLEXÃO ROTATIVA (Tensão x Nº de Ciclos)- MÉDIA

Geral- Longitudinal

sem shot peeening

= AD

= AS

= AC

= MB

Número de Ciclos

Tensão (MPa)

Figura (4.24) – Curvas



-N de fadiga por flexão rotativa – material base

- anodizações crômica, sulfúrica e dura – valores médios – longitudinal.

Os resultados mostram que os ensaios com o material base

apresentam um maior número de ciclos médios para todos os níveis de

tensão estudados; os resultados indicam uma queda significativa na

resistência à fadiga quando se comparam as anodizações com o material

base na longitudinal. Entretanto não se observa uma diferença numérica

significativa entre as três anodizações. Para os ensaios em 217 MPa,

174 MPa e 130 MPa observam-se novamente redução significativa na

resistência à fadiga na liga anodizada. No entanto, para estes níveis de

solicitação já é possível identificar diferenças nos comportamentos das

anodizações: em 217 MPa, os valores médios de ciclos para as

anodizações crômica, sulfúrica e dura são respectivamente 71.133,

38.900 e 49.367 ciclos. Portanto, a anodização crômica é a que apresenta

maior resistência à fadiga quando comparada com as outras. É

importante também observar neste caso um maior valor da dispersão

média da crômica do que na sulfúrica e dura. Estes mesmos comentários

1 2 7

são válidos para 174 MPa. Na análise da relação percentual da vida

média em fadiga com o material base o que se conclui é que todos os

processos de anodização reduzem a vida do componente em todas as

condições de carregamento. Para a tensão de trabalho de 326MPa, a vida

em fadiga para o material com anodização crômica representa 57,4% da

vida do material base; para as mesmas condições, com anodização

sulfúrica, a vida corresponde a 58,8% e, para a anodização dura, 46,7%.

Para a tensão 217 MPa tem-se 21,6% - AC, 11,8% - AS e 15,0% - AD.

Para a tensão de 174 MPa tem-se 2,5% - AC, 1,1% - AS e 0,7% AD. É

importante salientar que o ensaio do metal base para a tensão de 174

MPa foi interrompido com

7

100,1

x

ciclos antes da fratura do corpo-de-

prova, o que permite concluir que, para este nível de tensão, a redução

da vida em fadiga é ainda mais intensa do que a aferida. Os resultados

demonstram que o processo de anodização crômica é o que reduz menos

a vida em fadiga do componente e que os processos de anodização

sulfúrica e dura apresentam comportamentos semelhantes nos resultados

para a direção longitudinal.

100

150

200

250

300

350

10000 100000 1000000 1E7

FLEXÃO ROTATIVA (Tensão x Nº de Ciclos) - MÉDIA

Geral - Transversal

sem shot peening

= A.D.

= A.S.

= A.C.

= M.B.

Número de Ciclos

Tensão (MPa)

Figura (4.25) – Curvas



-N de fadiga por flexão rotativa - material base

- anodização crômica, sulfúrica e dura – valores médios – transversal.

1 2 8

Os resultados mostram que os ensaios com o material base

apresentam um maior número de ciclos médios para todos os níveis de

tensão estudados; os resultados indicam uma queda significativa na

resistência à fadiga quando se comparam as anodizações com o material

base em ambas as direções. Para as anodizações crômica, sulfúrica e

dura o que se observa, para os ensaios de baixo ciclo (326 MPa), os

valores médios e a dispersão são de 12.333 ciclos, 6,2% - AC, 11.800

ciclos, 8,1% - AS e 13.450 ciclos, 4,7% - AD. Este comportamento

justifica-se pela influência predominante do nível de solicitação na

resistência à fadiga do material (DIETER, 1988).

Para os ensaios de médio e alto ciclos (217 MPa, 174 MPa e

130 MPa), o maior número médio de ciclos corresponde à anodização

crômica, seguida da anodização sulfúrica e da anodização dura. Na

análise da relação percentual da vida média em fadiga com o material

base o que se conclui é que todos os processos de anodização reduzem a

resistência do componente. Para a tensão de trabalho de 326MPa a vida

em fadiga com anodização crômica representa 65,5% da vida do material

base; para as mesmas condições com anodização sulfúrica, 62,7% e, para

a anodização dura, 71,4%. Para a tensão de 217 MPa tem-se

respectivamente, 9,3% - AC, 9,0% - AS e 7,3% - AD, para a tensão de

174 MPa tem-se 1,4% - AC, 1,5% - AS e 1,0% AD e para a tensão de

130 MPa tem-se para AC a amostra foi retirada com

7

100,1

x

antes da

fratura, 33,6% - AS e 2,3% AD. É importante salientar que os ensaios

com o material base para a tensão de 174 MPa e 130 MPa foram

interrompido com

7

100,1

x

ciclos. Isto que permite concluir que, para estes

níveis de tensão, a redução da vida em fadiga é ainda mais intensa do

que a aferida. Os resultados demonstram que o processo de anodização

crômica é o que menos reduz a resistência à fadiga em flexão rotativa do

componente, seguido da anodização sulfúrica e da anodização dura, para

a direção transversal.

1 2 9

Fica evidente, pelos dados da tabela (4.9), a influência prejudicial

das anodizações crômica, sulfúrica e dura na resistência à fadiga do

material em baixas tensões. Pela análise comparativa entre a dispersão e

a redução de vida em fadiga para a anodização sulfúrica, (níveis 326

MPa e 174 MPa, na direção transversal), verifica-se o seguinte: enquanto

a dispersão varia de 8,1% a 11,1%, a variação na resistência à fadiga do

material passa de 62,7% a 1,5%. Isto evidencia que, de forma diferente

do metal base cuja dispersão aumenta com a redução do nível de

solicitação, para as anodizações estudadas, este aumento na dispersão

não é tão intenso, enquanto que a redução na resistência à fadiga é

extremamente significativa. É importante observar que, mesmo para

níveis de solicitação elevados, a redução na resistência à fadiga é

grande, ao redor de 50%.

Os resultados refletem os efeitos negativos das anodizações e as

diferenças de comportamento podem ser justificadas pelas características

das camadas anódicas geradas e pelas tensões residuais induzidas para

cada processo de anodização.

Os resultados apresentam uma tendência de melhor desempenho dos

corpos de prova com anodização sulfúrica sobre a anodização dura.

1 3 0

100

150

200

250

300

350

10000 100000 1000000

FLEXÃO ROTATIVA (Tensão x Nº de Ciclos) - MÉDIA

Geral

Sem shot Peening

= MB- Long.

= AC- Long.

= AS- Long.

= AD- Long.

= MB- Transv.

= AC- Transv.

= AS- Transv.

= AD- Transv.

Nº de Ciclos

Tensão (MPa)

Figura (4.26) – Curvas



-N de fadiga por flexão rotativa – Al 7050-

T7451 material base - anodização crômica, sulfúrica e dura – valores

médios – longitudinal e transversal.

A figura (4.26) apresenta as curvas



-N, para a média de número de

ciclos em todos os níveis de tensão estudados e permite concluir que em

relação à resistência à fadiga, a melhor condição é a de material base

seguida da anodização crômica com uma tendência para a anodização

sulfúrica e, finalmente, a anodização dura.

4.4.2 – Flexão rotativa com shot peening

Os resultados dos ensaios de fadiga por flexão rotativa com shot

peening, são apresentados nas tabelas (4.10) e (4.11).

1 3 1

Tabela (4.10) – Número de ciclos consumidos nos ensaios de fadiga por

flexão rotativa com shot peening.

NÚMERO DE CICLOS - FADIGA – FLEXÃO ROTATIVA – COM SHOT PEENING

Tensão

(MPa)

MB-L

(s/SP)

AC-L AS-L AD-L

MB-T

(s/SP)

AC-T AS-T AD-T

326 25.600 59.900 43.300 36.300 19.900 64.000 39.700 27.500

326 22.400 39.500 41.300 32.200 18.500 50.400 36.000 33.300

326 17.700 47.700 39.600 34.100 18.100 49.600 44.900 25.200

Média 21.900 49.033 41.400 34.200 18.833 54.667 40.200 28.667

282 55.000 104.100 -- 73.700 49.100 161.300 97.300 48.500

282 39.600 115.400 78.300 66.600 36.700 170.400 96.400 64.800

282 -- 147.400 77.500 -- 35.500 149.600 127.400 63.100

282 -- -- -- -- 24.800 -- -- --

Média 47.300 122.300 77.900 70.150 36.525 160.433 107.033 58.800

260 107.600 335.300 351.000 134.300 114.800 304.600 216.200 97.800

260 53.600 293.300 281.700 208.600 128.700 328.100 377.100 104.100

260 78.300 222.900 240.600 172.200 -- 177.700 111.500 122.500

260 -- -- -- 216.000 -- -- 217.300 --

Média 79.833 283.833 291.100 182.775 121.750 270.133 230.525 108.133

239 -- 591.400 -- -- 582.000 314.500 1,0E+07 449.700

239 -- 254.000 -- -- 439.000 334.700 1,0E+07 715.200

239 -- -- -- -- 139.000 -- -- 1.240.500

239 -- -- -- -- 117.100 -- -- --

239 -- -- -- -- 82.700 -- -- --

Média

--

422.700

-- --

271.960 324.600

--

801.800

217 588.200 1,0E+07 3.129.800 1,0E+07 936.400 7.187.200 1,0E+07 6.981.700

217 313.000 1,0E+07 2.396.000 1,0E+07 715.300 2.598.400 -- --

217 306.500 -- -- -- 277.100 -- -- --

217 279.500 -- -- -- -- -- -- --

217 272.200 -- -- -- -- -- -- --

217 214.100 -- -- -- -- -- -- --

Média 328.917

--

2.762.900

--

642.933 4.892.800

--

6.981.700

174 1,0E+07 -- 1,0E+07 -- 1,0E+07 -- -- --

174 1,0E+07 -- -- -- -- -- -- --

Média 1,0E+07 -- 1,0E+07 -- 1,0E+07

-- -- --

Valores em itálico – ensaio interrompido antes da ruptura do cdp.

1 3 2

Tabela (4.11) – Fadiga flexão rotativa – anodização com shot peening –

material base sem shot peening - tensão - média de ciclos, desvio padrão,

dispersão (%) e relação de vida em fadiga (%).

TABELA – VALORES MÉDIOS / DESVIO PADRÃO / RELAÇÃO – COM SHOT PEENING

 (MPa)

MB-L

(s/SP)

AC-L AS-L AD-L

MB-T

(s/SP)

AC-T AS-T AD-T

Média (N)

13.350 - - - 12.850 - - -

DP

2.899 - - - 2.333 - - -

(DP/N)%

21,7 - - - 18,2 - - -

347

A-SP/MB

- - - - - - - -

Média (N)

21.900 49.033 41.400 34.200 18.833 54.667 40.200 28.667

DP

3.974 10.265 1.852 2.052 945 8.093 4.471 4.174

(DP/N)%

18,1 20,9 4,5 6,0 5,0 14,8 11,1 14,6

326

A-SP/MB

- 223,9% 189,0% 156,2% - 290,3% 213,5% 152,2%

Média (N)

47.300 122.300 77.900 70.150 36.525 160.433 107.033 58.800

DP

10.889 22.460 566 5.020 9.945 10.427 17.644 8.960

(DP/N)%

23,0 18,4 0,7 7,2 27,2 6,5 16,5 15,2

282

A-SP/MB

- 258,6% 164,7% 148,3% - 439,2% 293,0% 161,0%

Média (N)

79.833 283.833 291.100 182.775 121.750 270.133 230.525 108.133

DP

27.033 56.795 55.797 37.561 9.829 80.907 109.592 12.834

(DP/N)%

33,9 20,0 19,2 20,6 8,1 30,0 47,5 11,9

260

A-SP/MB

- 355,5% 364,6% 228,9% - 221,9% 189,3% 88,8%

Média (N)

- 422.700 - - 271.960 324.600 1,E+07 801.800

DP

- 238.578 - - 224.447 14.284 0 402.450

(DP/N)%

- 56,4 - - 82,5 4,4 0,0 50,2

239

A-SP/MB

- - - - - 119% 3677% 295%

Média (N)

328.917 1,0E+07 2.762.900 1,0E+07 642.933 4.892.800 1,0E+07 6.981.700

DP

131.777 - 518.875 - 335.555 3.244.772 - -

(DP/N)%

40,1 - 18,8 - 52,2 66,3 - -

217

A-SP/MB

- 3040% 840% 3040% - 761% 1555% 1086%

Média (N)

1,0E+07 - 1,0E+07 - 1,0E+07 - - -

DP

- - - - - - - -

(DP/N)%

- - - - - - - -

174

A-SP/MB

- - - - - - - -

Valores em itálico – ensaio interrompido antes da ruptura do cdp.

As figuras (4.27) até (4.38) apresentam as curvas

σ

-N, de fadiga por

flexão rotativa, para as diversas condições de ensaios e tratamentos de

superfície, com o processo mecânico de shot peening.

1 3 3

150

200

250

300

350

10000 100000 1000000 1E7

FLEXÃO ROTATIVA (Tensão x Nº de Ciclos)

Anodização Crômica

com shot peening

= MB - Long. - s/SP

= MB - Transv. - s/SP

= AC - Long.

= AC - Transv.

Número de Ciclos

Tensão (MPa)

Figura (4.27) – Curvas



-N de fadiga por flexão rotativa – material base

- anodização crômica – longitudinal e transversal - com shot peening.

Figura (4.28) – Superfície de fratura – flexão rotativa – anodização

crômica – com shot peening (239 MPa, 591.400 ciclos) – longitudinal –

Aumento: (a) 15x e (b) 500x.

2

3

a

1

b

1 3 4

A figura (4.28) apresenta a superfície de fratura de um corpo de

prova de fadiga por flexão rotativa em alto ciclo (239 MPa, 591.400

ciclos) com shot peening e anodização crômica. A foto (a) apresenta

uma visão geral da superfície onde se observa a região (1) de nucleação

da trinca, a região (2) de propagação da trinca e a região (3) rugosa de

fratura dúctil. A foto (b) apresenta a espessura da camada de anodização

crômica

Os resultados da tabela (4.10) e (4.11) mostram para ambas as

direções que o processo de shot peening seguido de anodização crômica,

aumenta a resistência à fadiga em relação ao material base sem shot

peening, para todos os níveis de tensão.

Para as tensões de 326 MPa e 282 MPa observa-se uma tendência a

maior resistência à fadiga para a direção transversal. Para 326 MPa o

número médio de ciclos e a dispersão média são de 54.662 ciclos,

14,8% na transversal e de 49.033 ciclos, 20,9% para a longitudinal. A

mesma tendência é observada para 282 MPa. Quando se analisa o ganho

médio de resistência à fadiga com shot peening para todos os níveis de

tensão observa-se que, para 326 MPa, a resistência à fadiga do material

base aumenta em 223,9% na longitudinal e em 290,3% na transversal.

Para a tensão de 217 MPa, os aumentos são de 3040% e 761%,

respectivamente, evidenciando a capacidade de recomposição de

resistência à fadiga, através do processo de shot peening.

O shot peening, induziu tensões residuais compressivas que geraram

condições para deslocar o pico de tensão trativa para um ponto no

interior da amostra e criou uma região que impede ou retarda a

nucleação e propagação da trinca, tornando possível que a nucleação

ocorra abaixo da superfície (WAGNER, 1999; TORRES, 2002).

1 3 5

150

200

250

300

350

10000 100000 1000000 1E7

FLEXÃO ROTATIVA (Tensão x Nº de Ciclos)

Anodização Sulfúrica

com shot peening

= MB - Long. - s/SP

= MB - Transv. - s/SP

= AS - Long.

= AS - Transv.

Número de Ciclos

Tensão (MPa)

Figura (4.29) – Curvas



-N de fadiga por flexão rotativa – material base

- anodização sulfúrica - longitudinal e transversal - com shot peening.

1 3 6

Figura (4.30) – Superfície de fratura – flexão rotativa – anodização

sulfúrica – com shot peening (260 MPa, 351.000 ciclos) – longitudinal –

Aumento: (a) 15x, (b) 200x e (c) 100x.

A figura (4.30) apresenta a superfície de fratura de um corpo de

prova de fadiga por flexão rotativa em alto ciclo (260 MPa, 351000

ciclos) do metal base com shot peening seguido de anodização sulfúrica.

A foto (a) apresenta uma visão geral da superfície de fratura onde se

pode observar a região (1) de nucleação da trinca, a região (2) de

propagação da trinca e a região (3) áspera de ruptura dúctil. A foto (b)

com ampliação de 200x, mostra a região (4) de nucleação superficial da

trinca, a região (5) com as trincas se propagando em diversas direções

a

1

b

4

5

6

c

7

5

2

3

1 3 7

no interior do corpo de prova e a região (6) de propagação para o centro

do corpo de prova. A foto (c) apresenta a região de atuação do shot

peening que retarda a propagação da trinca para centro do corpo-de-

prova (7).

Os resultados da tabela (4.10) e (4.11) evidenciam para ambas as

direções que o processo de shot peening seguido de anodização sulfúrica

não só neutraliza os efeitos prejudiciais da anodização como aumenta a

resistência à fadiga em relação ao material base sem shot peening, para

todos os níveis de tensão.

Quando se analisa o ganho médio de resistência à fadiga e a

dispersão do shot peening com anodização sulfúrica e o metal base, na

direção longitudinal, observa-se, para a tensão de 326 MPa, um aumento

de 189,0% de resistência com 4,5% de dispersão e 18,1% de dispersão

no metal base. Para 217 MPa o aumento foi de 840,0%, com 18,8% de

dispersão, e 40,1% de dispersão no metal base. Para a direção

transversal são observadas as mesmas características. Isto evidencia que

a dispersão no material base é maior que as encontradas no shot peening

com anodização sulfúrica e que o ganho de resistência à fadiga é tanto

mais intenso quanto menor o nível de tensão aplicado. É importante

observar que, mesmo para os níveis de solicitação mais elevados, o

processo de shot peening atua de forma determinante na recomposição

da resistência à fadiga.

1 3 8

150

200

250

300

350

10000 100000 1000000 1E7

FLEXÃO ROTATIVA (Tensão x Nº de Ciclos)

Anodização Dura

com shot peening

= MB - Long. - s/SP

= MB - Transv. - s/SP

= AD - Long.

= AD - Transv.

Número de Ciclos

Tensão (MPa)

Figura (4.31) – Curvas



-N de fadiga por flexão rotativa – material base

- anodização dura - longitudinal e transversal - com shot peening.

1 3 9

Figura (4.32) – Superfície de fratura – flexão rotativa – anodização dura

– com shot peening (260 MPa, 208.600 ciclos) – longitudinal –

Aumento: (a) 15x, (b) 200x, (c) 500x e (d) 200x.

A figura (4.32) apresenta a superfície de fratura de um ensaio de

fadiga por flexão rotativa de alto ciclo (260 MPa, 208.600 ciclos) com

shot peening e anodização dura. A foto (a) apresenta uma visão geral da

superfície de fratura onde se observa a região (1) de nucleação da

trinca, a região (2) de propagação da trinca e a região (3) áspera

característica da ruptura dúctil. A foto (b) apresenta a ruptura da

camada anódica em vários pontos da superfície e a posição aproximada

(7) de efetiva propagação da trinca (171 µm) para o centro do corpo de

prova. A foto (c) apresenta as trincas (4) e o descolamento (5) da

camada anódica do substrato. A foto (d) apresenta a região de

1

a

2

3

b

c

d

4

5

6

7

1 4 0

deformação provocada pelo shot peening que dificulta a propagação da

trinca para o centro do corpo de prova (6).

Os resultados da tabela (4.10) e (4.11) evidenciam para ambas as

direções, que o processo de shot peening seguido de anodização dura,

não só neutraliza os efeitos prejudiciais da anodização como aumenta a

resistência à fadiga em relação ao material base sem shot peening, para

praticamente todos os níveis de tensão. O shot peening cria uma região

abaixo da superfície que retarda a propagação da trinca para o centro do

corpo de prova.

Para a anodização dura observa-se uma tendência a maior

resistência à fadiga para a direção longitudinal. Para 326 MPa o número

médio de ciclos e a dispersão são 34.200 ciclos, 6,0% na longitudinal e

28.667 ciclos, 14,6% na transversal. Para 282 MPa, os resultados são

70.150 ciclos, 7,2% e 58.800 ciclos, 15,2% respectivamente. A mesma

tendência é observada para 260 MPa e 217 MPa.

O aumento médio de resistência à fadiga para o material com shot

peening e anodização dura sobre o material base é muito significativo

em todos os níveis de tensão. Para 326 MPa são de 156,2% na

longitudinal e de 152,2% na transversal. Para 217 MPa foram de 3.040%

e 1.086% respectivamente. Uma análise comparativa entre a dispersão

percentual média do material com shot peening anodizado e o material

base mostra que o material base apresenta os maiores valores e existe

uma tendência de aumento para os níveis de tensão mais baixos para as

duas condições.

A figura (4.32) apresenta o espalhamento dos resultados obtidos

para as diversas condições de ensaio de fadiga por flexão rotativa nos

sentidos longitudinal e transversal, em todas as condições de anodização

ensaiadas.

1 4 1

150

200

250

300

350

10000 100000 1000000 1E7

FLEXÃO ROTATIVA (Tensão x Nº de Ciclos)

Geral

com shot peening

= MB - s/SP - Long.

= AC - Long.

= AS - Long.

= AD - Long.

= MB - s/SP - Transv.

= AC - Transv.

= AS - Transv.

= AD - Transv.

Número de Ciclos

Tensão (MPa)

Figura (4.33) – Curvas



-N de fadiga por flexão rotativa – longitudinal e

transversal - com shot peening.

Os resultados evidenciam que para todas as condições de ensaios

com os materiais anodizados, há um aumento da resistência à fadiga

quando aplicado o processo de shot peening sobre o material base antes

da anodização. Isto que permite afirmar que o processo de shot peening

aumenta a resistência à fadiga do material. Quando se compara o efeito

do processo de shot peening entre os processos de anodização estudados

observam-se melhores resultados para a anodização crômica em todos os

níveis de tensão estudados, seguido do processo de anodização sulfúrica

e dura.

A tabela (4.12) apresenta o número médio de ciclos e a relação de

resistência à fadiga entre as anodização com e sem shot peening e o

material base sem shot peening, para fadiga em flexão rotativa.

1 4 2

A tabela (4.12) e as figuras (4.34) a (4.36) são usados para

quantificar a redução ou aumento da resistência à fadiga com as

anodizações aplicadas.

Tabela (4.12) – Fadiga flexão rotativa- tensão – média de ciclos e

relação de vida em fadiga (%)- (anodização/material base, shot peening-

anodização/material base e shot peening-anodização/anodização)

FLEXÃO ROTATIVA – MÉDIA DE CICLOS – RELAÇÃO DE RESISTÊNCIA À FADIGA

 (MPa) MB-L AC-L AS-L AD-L MB-T AC-T AS-T AD-T

Média (N)

21900 12567 12867 10233 18833 12333 11800 13450

Média (N) SP

- 49033 41400 34200 - 54667 40200 28667

A/MB

- 57,4% 58,8% 46,7% - 65,5% 62,7% 71,4%

A-SP/MB

- 223,9% 189,0% 156,2% - 290,3% 213,5% 152,2%

326

A-SP/A

- 390,2% 321,8% 334,2% - 443,2% 340,7% 213,1%

Média (N)

47300 29450 - - 36525 22133 21500 -

Média (N) SP

- 122300 77900 70150 - 160433 107033 58800

A/MB

- 62,3% 0,0% 0,0% - 60,6% 58,9% 0,0%

A-SP/MB

- 258,6% 164,7% 148,3% - 439,2% 293,0% 161,0%

282

A-SP/A

- 415,3% - - - 724,8% 497,8% -

Média (N)

79833 25000 23000 26633 121750 - - 29867

Média (N) SP

- 283833 291100 182775 - 270133 230525 108133

A/MB

- 31,3% 28,8% 33,4% - 0,0% 0,0% 24,5%

A-SP/MB

- 355,5% 364,6% 228,9% - 221,9% 189,3% 88,8%

260

A-SP/A

- 1135,3% 1265,7% 686,3% - - - 362,1%

Média (N)

- - - - 271960 - - -

Média (N) SP

- 422700 - - - 324600 10000000 801800

A/MB

- - - - - 0,0% 0,0% 0,0%

A-SP/MB

- - - - - 119,4% 3677,0% 294,8%

239

A-SP/A

- - - - - - - -

Média (N)

328917 71133 38900 49367 642933 59567 57767 46833

Média (N) SP

- 1,0E+07 2,8E+06 1,0E+07 - 4,9E+06 1,0E+07 7,0E+06

A/MB

- 21,6% 11,8% 15,0% - 9,3% 9,0% 7,3%

A-SP/MB

- 3040,3% 840,0% 3040,3% - 761,0% 1555,4% 1085,9%

217

A-SP/A

- 14058,1% 7102,6% 20256,6% - 8214,0% 17311,0% 14907,5%

Média (N)

1,0E+07 246000 108533 67533 1,0E+07 144733 145933 95167

Média (N) SP

- - 1,0E+07 - - - - -

A/MB

- 2,5% 1,1% 0,7% - 1,4% 1,5% 1,0%

A-SP/MB

- 0,0% 100,0% 0,0% - 0,0% 0,0% 0,0%

174

A-SP/A

- 0,0% 9213,8% 0,0% - 0,0% 0,0% 0,0%

Média (N)

1,0E+07 - 232835 191000 1,0E+07 1,0E+07 3363533 225933

Média (N) SP

- - - - - - - -

A/MB

- - 2,3% 1,9% - 100,0% 33,6% 2,3%

A-SP/MB

- 0,0% 0,0% 0,0% - 0,0% 0,0% 0,0%

130

A-SP/A

- - 0,0% 0,0% - 0,0% 0,0% 0,0%

1 4 3

150

200

250

300

350

10000 100000 1000000 1E7

FLEXÃO ROTATIVA (Tensão x Nº de Ciclos) - MÉDIA

Geral - Longitudinal

com shot peening

= MB

= AC

= AS

= AD

Número de Ciclos

Tensão (MPa)

Figura (4.34) – Curvas



-N de fadiga por flexão rotativa – Al 7050-

T7451 - anodização crômica, sulfúrica e dura – valores médios -

longitudinal e shot peening.

Para os ensaios realizados com shot peening em corpos-de-prova

retirados no sentido longitudinal, os resultados evidenciam que a

anodização crômica apresenta a maior resistência à fadiga para todos os

níveis de tensão estudados. Quando se analisam os resultados referentes

às anodizações sulfúrica e dura, observa-se uma tendência de maior

resistência à fadiga da anodização sulfúrica, para as tensões de 326 MPa,

282 MPa e 260 MPa. Quando a análise é feita sobre relação percentual

da vida média em fadiga com o material base observa-se, para as

anodizações, um aumento da resistência à fadiga em todos os níveis de

tensão. Para a tensão de 326MPa, o aumento da resistência à fadiga com

anodização crômica foi de 223,9%; para a anodização sulfúrica 189,0%;

e para a anodização dura, de 156,2%. Para a tensão de 282MPa tem-se

258,6% - AC, 164,7% - AS e 148,3% - AD. Para a tensão 260 MPa tem-

1 4 4

se 355,5% - AC, 364,6% - AS e 228,9% - AD. Para a tensão de 217 MPa

tem-se 3040,3% - AC, 840,0% - AS e 3040% AD. É importante salientar

que os ensaios com anodização crômica e sulfúrica para a tensão de

217 MPa foram interrompidos com

7

100,1

x

ciclos antes da ruptura do

corpo-de-prova, o que permite concluir que, para este nível de tensão, o

aumento da vida em fadiga é ainda mais intenso do que a aferido. O

ganho de vida em fadiga proporcionado pelo processo de shot peening é

tanto mais intenso quanto menor a tensão de trabalho, o que demonstra

que as tensões compressivas induzidas pelo processo criam nas camadas

sub-superficiais do material uma barreira mecânica que dificulta ou

impede a deformação plástica localizada do material, retardando a

propagação da trinca além de dificultar a ocorrência a partir da interface

entre a camada anódica e o substrato.

Os resultados são ainda mais surpreendentes quando se analisa o

aumento da vida em fadiga entre as anodizações sem e com o processo

de shot peening. Na análise comparativa da relação de vida em fadiga

para o material com shot peening e anodização com o material somente

anodizado na direção longitudinal, verifica-se, para a tensão de 326

MPa, um ganho de 390,2% na anodização crômica, 321,8%, na sulfúrica

e de 334,2% na dura. Para a tensão de 217 MPa, os ganhos são de

14.058%, 7103% e 20257% respectivamente.

Os resultados demonstram que o processo de shot peening atua tão

intensamente sobre a resistência em fadiga do material, neutralizando os

efeitos negativos das anodizações e gerando uma sobrevida muito grande

sobre o material base, para a direção longitudinal.

1 4 5

150

200

250

300

350

10000 100000 1000000 1E7

FLEXÃO ROTATIVA (Tensão x Nº de Ciclos) - MÉDIA

Geral - Transversal

com shot peening

= MB - s/SP

= AC

= AS

= AD

Número de Ciclos

Tensão (MPa)

Figura (4.35) – Curvas



-N de fadiga por flexão rotativa – Al 7050-

T7451 - anodizações crômica, sulfúrica e dura – valores médios -

transversal e shot peening.

Para os ensaios realizados com shot peening em corpos de prova

retirados no sentido transversal, os resultados mostram que a anodização

crômica apresenta maior resistência à fadiga, para as tensões de 326

MPa, 282 MPa e 260 MPa. Para as tensões de 239 MPa e 217 MPa, o

melhor desempenho é obtido no processo de anodização sulfúrica, onde

os corpos-de-prova foram retirados com

7

100,1

x

antes da ruptura. Quando

a análise é feita sobre a relação percentual da vida média em fadiga com

o material base, observam-se, para todos os processos de anodização, um

aumento da resistência à fadiga para praticamente todos os níveis de

tensão. Para 326MPa, o aumento da resistência à fadiga com anodização

crômica foi de 290,3%, para a anodização sulfúrica de 213,5% e para a

anodização dura, de 152,2%. Para 282MPa, tem-se, respectivamente,

439,2% - AC, 293,0% - AS e 161,0% - AD. Para 260 MPa, tem-se

1 4 6

221,9% - AC, 189,3% - AS e 88,8% - AD. Para 239 MPa, tem-se

119,43% - AC, 3677,0% - AS e 294,8% - AD. Para 217 MPa, tem-se

761,0% - AC, 1555,4% - AS e 1085,9% - AD. É importante salientar que

os ensaios com anodização sulfúrica para a tensão de 217 MPa foram

interrompidos com

7

100,1

x

ciclos antes da ruptura do corpo-de-prova, o

que permite concluir que, para este nível de tensão, o aumento da vida

em fadiga é ainda mais intenso do que o aferido. O aumento da

resistência à fadiga proporcionada pelo processo de shot peening é tanto

mais intenso quanto menor a tensão de estudo. Isto demonstra que as

tensões compressivas induzidas pelo processo criam nas camadas sub-

superficais do material uma barreira mecânica que dificulta ou impede a

deformação plástica localizada do material, retardando a propagação da

trinca além de dificultar a ocorrência de trincas a partir da superfície do

material.

Os resultados são ainda mais surpreendentes quando se analisa o

aumento da vida em fadiga entre as anodizações sem e com o processo

de shot peening. Na análise comparativa da relação de vida em fadiga

para o material com shot peening e anodização com o material somente

anodizado na direção transversal, verifica-se, para a tensão de 326 MPa,

um ganho de 443,2% na anodização crômica; 340,7%, na sulfúrica e

213,1%, na dura. Para a tensão de 217 MPa, os ganhos são de 8214%,

17311% e 14908%, respectivamente.

Os resultados demonstram que o processo de shot peening atua tão

intensamente sobre a resistência a fadiga do material, neutralizando os

efeitos negativos dos processos de anodização, gerando uma sobrevida

muito grande sobre o material base, para a direção transversal.

A figura (4.36) apresenta o espalhamento dos resultados obtidos

para as diversas condições de ensaio de fadiga por flexão rotativa no

sentido longitudinal e transversal, em todas as condições de anodização

ensaiadas com shot peening.

1 4 7

150

200

250

300

350

10000 100000 1000000 1E7

FLEXÃO ROTATIVA (Tensão x Nº de Ciclos) - MÉDIA

Geral

com shot peening

= MB - Long. - s/SP

= AC - Long.

= AS - Long.

= AD - Long.

= MB - Transv. - s/SP

= AC - Transv.

= AS - Transv.

= AD - Transv.

Número de Ciclos

Tensão (MPa)

Figura (4.36) – Curvas



-N de fadiga por flexão rotativa – Al 7050-

T7451 - anodizações crômica, sulfúrica e dura – valores médios –

longitudinal e transversal.

Os resultados evidenciam que:

1) o shot peening neutraliza os efeitos negativos das anodizações e

aumentou a resistência à fadiga para todos os níveis de tensão em ambas

as direções.

2) o shot peening aumenta a resistência à fadiga em relação ao

material base para praticamente todos os níveis de tensão em ambas as

direções.

3) as tensões residuais na superfície e camadas sub-superficiais,

induzidas no shot peening, retardam ou impedem a propagação das

trincas para o interior do material.

4) as camadas anódicas apresentam trincas superficiais, que ao

atingirem o substrato, sob efeito do shot peening, são interrompidas ou

1 4 8

sofrem desvios laterais, que retardam ou impedem sua propagação para o

interior do material.

5) o aumento da resistência à fadiga com shot peening, em relação

ao material base, é mais intenso quanto menor a tensão aplicada. A

mesma relação é observada entre o shot peening e as anodizações.

6) a dispersão percentual média é mais intensa para o material base

do que para as condições com e sem shot peening, anodizadas.

7) os resultados demonstram que o processo de shot peening atua

tão intensamente sobre a resistência à fadiga do material, neutralizando

os efeitos negativos dos processos de anodização, gerando uma

sobrevida muito grande sobre o material base, para ambas as direções.

1 4 9

4.5 – FADIGA – FLEXÃO ALTERNADA

A tabela (4.13) apresenta o número de ensaios e as condições em

que foram realizados os ensaios de fadiga por flexão alternada.

Tabela (4.13) – Flexão alternada: total - posição - condições.

ENSAIOS DE FADIGA – FLEXÃO ALTERNADA

ENSAIOS

POSIÇÃO

COM

RUPTURA

SEM

RUPTURA

SHOT

PEENING

CONDIÇÃO

20 L 20

MB

22 T 22

MB

15 L 15

AC

14 T 14

AC

15 L 15

AS

15 T 15

AS

15 L 15

AD

18 T 18

AD

15 L 13 02 XXX

AC

15 T 14 01 XXX

AC

13 L 12 01 XXX

AS

12 T 12 XXX

AS

15 L 14 01 XXX

AD

12 T 12 XXX

AD

Legenda: MB= Material base; AC= Anodização crômica;

AS= Anodização sulfúrica e AD = Anodização dura.

4.5.1 – Flexão alternada sem shot peening

Os resultados obtidos nos ensaios de fadiga por flexão alternada

sem shot peening estão apresentados nas tabelas (4.14) e (4.15).

1 5 0

Tabela (4.14) – Numero de ciclos consumidos nos ensaios de fadiga por

flexão alternada sem shot peening.

NUMERO DE CICLOS - FADIGA – FLEXÃO ALTERNADA

SEM SHOT PEENING

Tensão

(MPa)

MB-L

AC-L

AS-L AD-L

MB-T

AC-T

AS-T AD-T

391 7.500 -- -- -- -- -- -- --

Média 7.500

347 9.500 -- -- -- 7.800 -- -- --

347 8.400 -- -- -- 10.800 -- -- --

347 10.700 -- -- -- 9.800 -- -- --

Média 9.533 9.467

304 21.000 12.900 11.100 10.100 19.100 7.600 11.000 9.000

304 18.000 11.000 7.600 9.900 7.800 7.100 12.300 8.900

304 17.700 12.500 8.700 9.100 14.200 -- 10.600 8.600

304 18.300 -- -- -- 13.500 -- -- --

Média 18.750 12.133 9.133 9.700 13.650 7.350 11.300 8.833

260 31.400 16.500 16.500 16.100 25.500 16.100 18.400 14.100

260 30.300 19.000 19.200 14.700 24.100 13.200 19.700 13.700

260 24.800 16.800 16.200 11.300 20.800 12.700 14.500 13.500

260 -- -- -- -- -- -- -- --

Média 28.833 17.433 17.300 14.033 23.467 14.000 17.533 13.767

217 48.600 32.600 39.600 22.000 90.400 21.400 29.400 23.300

217 58.100 28.300 28.300 21.100 39.200 20.800 26.900 23.200

217 56.400 52.800 23.800 19.600 44.900 24.700 33.100 26.000

217 -- -- -- -- 48.800 -- --

Média 54.367 37.900 30.567 20.900 55.825 22.300 29.800 24.167

174 117.300 57.000 80.600 43.900 125.500 38.500 83.800 41.900

174 136.700 58.400 103.300 41.500 152.700 57.800 81.300 46.200

174 140.400 65.800 88.300 32.300 133.600 56.200 69.500 47.000

174 -- -- -- 134.100 -- -- --

Média 131.467 60.400 90.733 39.233 136.475 50.833 78.200 45.033

152 -- -- -- -- 195.400 -- -- 63.900

152 -- -- -- -- -- -- -- 63.800

152 -- -- -- -- -- -- -- 61.400

152 -- -- -- -- -- -- --

Média 195.400 63.033

130 196.600 159.700 194.100 101.800 310.400 574.700 322.800 81.000

130 350.200 179.400 196.200 90.500 444.400 271.900 292.700 70.600

130 374.900 150.600 183.500 90.300 309.300 143.000 257.100 74.700

Média 307.233 163.233 191.267 94.200 354.700 329.867 290.867 75.433

1 5 1

Tabela (4.15) – Fadiga flexão alternada – tensão - média de ciclos,

desvio padrão, dispersão (%) e relação de vida em fadiga (%).

TABELA – VALORES MÉDIOS / DESVIO PADRÃO / % VIDA - SEM SHOT PEENING

 (MPa) MB-L AC-L AS-L AD-L

MB-T AC-T AS-T AD-T

Média (N)

7.500

DP

(DP/N)%

391

A/MB

Média (N)

9.533 9.467

DP

1.150 1.528

(DP/N)%

12,1 16,1

347

A/MB

Média (N)

18.750 12.133 9.133 9.700 13.650 7.350 11.300 8.833

DP

1.520 1.002 1.790 529 4.628 354 889 208

(DP/N)%

8,1 8,3 19,6 5,5 33,9 4,8 7,9 2,4

304

A/MB

64,7% 48,7% 51,7% 53,8% 82,8% 64,7%

Média (N)

28.833 17.433 17.300 14.033 23.467 14.000 17.533 13.767

DP

3.536 1.365 1.652 2.468 2.413 1.836 2.706 306

(DP/N)%

12,3 7,8 9,6 17,6 10,3 13,1 15,4 2,2

260

A/MB

60,5% 60,0% 48,7% 59,7% 74,7% 58,7%

Média (N)

54.367 37.900 30.567 20.900 55.825 22.300 29.800 24.167

DP

5.066 13.082 8.140 1.212 23.385 2.100 3.119 1.589

(DP/N)%

9,3 34,5 26,6 5,8 41,9 9,4 10,5 6,6

217

A/MB

69,7% 56,2% 38,4% 39,9% 53,4% 43,3%

Média (N)

131.467 60.400 90.733 39.233 136.475 50.833 78.200 45.033

DP

12.407 4.729 11.544 6.123 11.512 10.711 7.637 2.743

(DP/N)%

9,4 7,8 12,7 15,6 8,4 21,1 9,8 6,1

174

A/MB

45,9% 69,0% 29,8% 37,2% 57,3% 33,0%

Média (N)

195.400 63.033

DP

1.415

(DP/N)%

2,2

152

A/MB

32,3%

Média (N)

307.233 163.233 191.267 94.200 354.700 329.867 290.867 75.433

DP

96.604 14.722 6.808 6.583 77.684 221.611 32.888 5.239

(DP/N)%

31,4 9,0 3,6 7,0 21,9 67,2 11,3 6,9

130

A/MB

53,1% 62,3% 30,7% 93,0% 82,0% 21,3%

As figuras (4.37) a (4.48) apresentam as curvas



-N, de fadiga por

flexão alternada e superfícies de fratura para as diversas condições de

ensaio sem shot peening.

1 5 2

100

150

200

250

300

350

400

10000 100000

FLEXÃO ALTERNADA (Tensão x Nº de Ciclos)

Material Base

= Long.

= Transv.

Número de Ciclos

Tensão (MPa)

Figura (4.37) – Curvas



-N de fadiga por flexão alternada – material

base (Al 7050-T7451) – longitudinal e transversal.

Figura (4.38) - Superfície de fratura – flexão alternada – material base

(Al 7050 T7451) (217 MPa e 56.400 ciclos) – longitudinal – Aumento:

(a) 20x e (b) 100x.

a

b

1

2

1 5 3

A figura (4.38) mostra a superfície de fratura de dois corpos de

prova do material base, ensaiados em fadiga por flexão alternada. A foto

(a) (217 MPa e 58.100 ciclos) apresenta uma visão geral da superfície de

fratura onde se pode observar as regiões (1) de nucleação de trincas, em

ambas as superfícies do corpo-de-prova. A foto (b) (217 MPa e 56.400

ciclos) apresenta um ponto de nucleação superficial da trinca (2),

próximo à borda do corpo-de-prova onde ocorre a maior concentração de

tensões, que facilita a nucleação da trinca e sua propagação para o

interior da amostra.

Os resultados das tabelas (4.14) e (4.15) evidenciam uma tendência

a maior resistência à fadiga para as amostras retiradas no sentido

longitudinal para as tensões de 304 MPa e 260 MPa. Para 260 MPa, o

número médio de ciclos é de 28.833 ciclos e dispersão de 12,3%, para a

longitudinal e de 23.467 ciclos e 10,3%, para a transversal. Para os

níveis mais baixos de tensão os resultados apresentam comportamentos

semelhantes para ambas as direções.

100

150

200

250

300

350

400

10000 100000

FLEXÃO ALTERNADA (Tensão x Nº de Ciclos)

Anodização Crômica

sem shot peening

= MB - Long. - s/SP

= MB - Transv. - s/SP

= AC - Long.

= AC - Transv.

Número de Ciclos

Tensão (MPa)

Figura (4.39) – Curvas



-N de fadiga por flexão alternada – material

base - anodização crômica - longitudinal e transversal.

1 5 4

Figura (4.40) - Superfície de fratura – flexão alternada – anodização

crômica (130 MPa e 150.600 ciclos) – longitudinal – Aumento: (a) 50x e

(b) 1000x.

A figura (4.40) mostra a superfície de fratura de um ensaio de

fadiga por flexão alternada com anodização crômica sobre o material

base, com tensão de 130 MPa e 150.600 ciclos. A foto (a) apresenta uma

visão geral da superfície de fratura onde se observa a região (1) de

nucleação da trinca, na superfície da camada anódica, próximo à borda

do corpo-de-prova, apresentando mais de um ponto de nucleação de

trinca. A foto (b) apresenta um ponto de nucleação superficial de trinca

(2) partindo da camada anódica e penetrando no material base.

Os resultados das tabelas (4.13) e (4.14) evidenciam uma tendência

de maior resistência à fadiga para a direção longitudinal nas tensões de

304 MPa, 260 MPa, 217 MPa e 174 MPa. Para 304 MPa, o número

médio de ciclos e a dispersão média são de 12.133 ciclos e 8,4% na

longitudinal; e de 7.300 ciclos e 4,8% na transversal. Para 174 MPa

têm-se 60.400 ciclos, 7,8% e 50.833 ciclos, 21,1%, respectivamente.

Para a tensão de 130 MPa os melhores resultados foram obtidos para a

direção transversal.

a

b

1

2

1 5 5

A resistência à fadiga do material anodizado foi menor que a do

material base para todas as tensões, evidenciando as características

negativas da anodização sobre a resistência a fadiga por flexão

alternada. Para 304 MPa, a resistência à fadiga do material anodizado

em relação ao material base são 64,7% na longitudinal e 53,8%, na

transversal. Para 174 MPa tem-se 45,9% e 37,2%, respectivamente. A

mesma tendência é observada para as outras tensões.

100

150

200

250

300

350

400

10000 100000

FLEXÃO ALTERNADA (Tensão x Nº de Ciclos)

Anodização Sulfúrica

sem shot peening

= MB - Long.

= MB - Transv.

= AS - Long.

= AS - Transv.

Número de Ciclos

Tensão (MPa)

Figura (4.41) – Curvas



-N de fadiga por flexão alternada – material

base - anodização sulfúrica - longitudinal e transversal.

1 5 6

Figura (4.42) - Superfície de fratura – flexão alternada – anodização

sulfúrica (174 MPa e 88.300 ciclos) – longitudinal – Aumento: (a) 20x e

(b) 100x.

A figura (4.42) mostra a superfície de fratura de um ensaio de

fadiga por flexão alternada com anodização sulfúrica sobre o material

base, com tensão de 174 MPa e 88.300 ciclos. A foto (a) apresenta uma

visão geral da superfície de fratura onde se observam as regiões (1) e (2)

de nucleação da trinca ocorrendo na superfície da camada anódica em

diversos pontos do corpo-de-prova, em ambos os lados, com a

propagação predominante na região (1). A foto (b) apresenta a nucleação

da trinca a partir da camada (3), penetrando no material base.

Os resultados das tabelas (4.14) e (4.15) evidenciam redução na

resistência à fadiga do material anodizado sobre o material base. Para

304 MPa, a resistência à fadiga do material anodizado corresponde a

48,7% na longitudinal e 82,8% na transversal. Para 174 MPa, tem-se

69,09% e 57,3%, respectivamente. A mesma tendência é observada para

as outras tensões.

a

b

1

2

3

1 5 7

Para as tensões de 304 MPa, 260 MPa e 217 MPa, os resultados

apresentam comportamentos semelhantes de resistência à fadiga do

material com anodização sulfúrica, nas direções longitudinal e

transversal.

Para os ensaios de alto ciclo (130 MPa), observa-se uma tendência

de maior resistência à fadiga para a direção transversal com 290.867

ciclos e dispersão de 11,3%, e de 191.267 ciclos e dispersão de 3,6%, na

longitudinal.

A ocorrência simultânea de nucleação e propagação de diversas

trincas intensifica as condições de fadiga e justifica a redução da

resistência a fadiga do material anodizado.

100

150

200

250

300

350

400

10000 100000

FLEXÃO ALTERNADA (Tensão x Nº de Ciclos)

Anodização Dura

sem shot peening

= MB - Long.

= MB - Transv.

= AD - Long.

= AD - Transv.

Número de Ciclos

Tensão (MPa)

Figura (4.43) – Curvas



-N de fadiga por flexão alternada – material

base - anodização dura - longitudinal e transversal.

1 5 8

Figura (4.44) - Superfície de fratura – flexão alternada – anodização

dura (130 MPa e 90.500 ciclos) – Aumento: longitudinal (a) e (b) 100x.

A figura (4.44) mostra a superfície de fratura de um ensaio de

fadiga por flexão alternada com anodização dura sobre o material base,

com tensão de 130 MPa e 90.500 ciclos. A foto (a) apresenta uma visão

geral da superfície de fratura onde se observa a propagação de trincas a

partir da interface entre a camada anódica e o substrato (1) e a

fragilidade da camada anódica, com o descolamento do substrato. A foto

(b) apresenta outros pontos de propagação de trinca na interface da

camada anódica com o substrato e evidencia o trincamento e

descolamento da camada anódica do substrato (2). Para a anodização

dura ocorre a nucleação de pequenas trincas sobre praticamente toda a

superfície e estas se propagam para o interior do corpo-de-prova.

A resistência à fadiga do material anodizado foi menor que a do

material base para todas as tensões, evidenciando as características

negativas da anodização dura sobre a resistência à fadiga por flexão

alternada.

a

b

1 2

2

1 5 9

Quando se comparam a resistência à fadiga e a dispersão média da

anodização dura com o material base observam-se os seguintes

resultados. Para 304 MPa, a resistência à fadiga do material anodizado

em relação ao material base representa 51,7% na longitudinal e 64,7%

na transversal. As dispersões foram de 5,5%-AD e 8,1%-MB, na

longitudinal e de 2,4%-AD e 33,9%-MB, na transversal. Para 130 MPa,

a resistência à fadiga do material anodizado em relação ao material base

representa 30,7% na longitudinal e 21,3% na transversal. As dispersões

foram de 7,0%-AD e 31,4%-MB, na longitudinal e de 6,9%-AD e 21,9%-

MB, na transversal. A mesma tendência é observada para as outras

tensões.

Fazendo uma análise comparativa entre a dispersão e a redução na

vida em fadiga para a anodização dura e o material, na direção

transversal, verifica-se o seguinte: enquanto a dispersão no material

base varia entre 8,4% e 41,9%, a dispersão da anodização dura varia

entre 2,2% e 6,9% e a variação na resistência a fadiga passa de 64,7%

para 21,3% da resistência do material base. Isto evidencia que o

aumento da dispersão não é tão intenso, enquanto que a redução na

resistência à fadiga é extremamente significativa nos ensaios por flexão

alternada com anodização dura.

A figura (4.45) apresenta o espalhamento dos resultados obtidos

para as diversas condições de ensaio de fadiga por flexão alternada nos

sentidos longitudinal e transversal, evidenciando a maior resistência do

material base sobre as demais condições anodizadas.

1 6 0

100

150

200

250

300

350

400

10000 100000

FLEXÃO ALTERNADA (Tensão x Nº de Ciclos)

Geral

sem shot peening

= MB - Long.

= AC - Long.

= AS - Long.

= AD - Long.

= MB - Transv.

= AC - Transv.

= AS - Transv.

= AD - Transv.

Número de Ciclos

Tensão (MPa)

Figura (4.45) – Curvas



-N de fadiga por flexão alternada – longitudinal

e transversal.

As figuras (4.46) a (4.48) apresentam as curvas

N

−

σ

de fadiga por

flexão alternada, usando o número médio de ciclos para todos os níveis

de tensão estudados e condições superficiais, nas direções longitudinal e

transversal.

1 6 1

100

150

200

250

300

350

400

10000 100000

FLEXÃO ALTERNADA (Tensão x Nº de Ciclos) - MÉDIA

Geral - Longitudinal

sem shot peening

= MB

= AC

= AS

= AD

Número de Ciclos

Tensão (MPa)

Figura (4.46) – Curvas



-N de fadiga por flexão alternada – valores

médios – longitudinal.

Os resultados da tabela (4.15) e da figura (4.46) mostram que os

ensaios com o material base apresentam um maior número de ciclos

médios, para todos os níveis de tensão estudados.

Os resultados indicam uma queda significativa na resistência à

fadiga em flexão alternada, quando se comparam as anodizações com o

material base, para todos os níveis de tensão, na direção longitudinal. No

entanto, para os ensaios de baixo ciclo (304 MPa e 260 MPa), já se

observa uma diferença numérica na resistência à fadiga entre as três

anodizações. Para os ensaios de médio e alto ciclos (174 MPa e 130

MPa), é possível identificar diferenças nos comportamentos das

anodizações crômica, sulfúrica e dura: em 174 MPa, o número médio de

ciclos para as anodizações crômica, sulfúrica e dura são

respectivamente, 60.400 ciclos, 90.733 ciclos e 39.233 ciclos; para

130 MPa, os resultados são 163.233 ciclos, 191.267 ciclos e 94.200

ciclos, respectivamente, para a direção longitudinal. Portanto, a

1 6 2

anodização sulfúrica é a que apresenta maior resistência à fadiga seguida

da anodização crômica e dura. Na análise da relação percentual da vida

média em fadiga com o material base o que se conclui é que todos os

processos de anodização reduzem a vida do componente; para a tensão

de trabalho de 260 MPa, a vida em fadiga para o material com

anodização crômica representa 60,5% da vida do material base. Para as

mesmas condições com anodização sulfúrica tem-se uma vida

correspondente a 60,0% e, para a anodização dura, de 48,7%. Para a

tensão de 174 MPa tem-se 45,9% - AC, 69,0% - AS e 29,8% - AD. Para a

tensão de 130 MPa tem-se 53,1% - AC, 62,3% - AS e 30,7% - AD. Os

resultados demonstram que a maior resistência à fadiga em flexão

alternada na direção longitudinal é do material base, com uma tendência

às anodizações sulfúrica e crômica, respectivamente, e que o pior

desempenho é da anodização dura.

100

150

200

250

300

350

10000 100000

FLEXÃO ALTERNADA (Tensão x Nº de Ciclos) - MÉDIA

Geral

-

Transversal

sem shot peening

= CF

= AC

= AS

= AD

Número de Ciclos

Tensão (MPa)

Figura (4.47) – Curvas



-N de fadiga por flexão alternada – valores

médios – transversal.

1 6 3

Os resultados da tabela (4.15) e da figura (4.47) evidenciam que os

ensaios com o material base apresentam um maior número de ciclos

médios, para todos os níveis de tensão estudados, e que existe uma queda

significativa na resistência à fadiga em flexão alternada, quando se

comparam as anodizações com o material base, para todos os níveis de

tensão, na direção transversal, confirmando o observado na direção

longitudinal.

Quando se analisam os resultados das anodizações o que se observa

é uma tendência de maior resistência à fadiga em flexão alternada, na

direção transversal para a anodização sulfúrica em praticamente todos os

níveis de tensão, seguido da anodização crômica e dura. Para 260 MPa, o

número médio de ciclos e a dispersão média são de 17.533 ciclos e

15,4%; para a anodização sulfúrica, de 14.000 ciclos e 13,1%; para a

anodização crômica e de 13.767 ciclos e 2,2%; para a anodização dura.

Para 174 MPa os resultados são 78.200 ciclos e 9,8% - AS, 50.833 ciclos

e 21,1% - AC e de 45.033 ciclos e 6,1 % - AD.

Para todos os níveis de tensão a anodização dura é a que apresenta a

menor resistência à fadiga e também a menor dispersão média o que

caracteriza a maior interferência do processo de anodização dura na

nucleação e conseqüente propagação das trincas.

Na análise da relação percentual da vida média em fadiga com o

material base o que se conclui é que todos os processos de anodização

reduzem a vida do componente. Para a tensão de trabalho de 326MPa que

a resistência à fadiga com anodização crômica representa 53,8% da

resistência à fadiga do material base. Com anodização sulfúrica a

resistência corresponde a 82,8% e, com a anodização dura, a resistência

corresponde a 64,7%. Para 174 MPa a resistência à fadiga em relação ao

material base corresponde a 37,2% , 57,3% e 33,3% AD,

respectivamente.

A figura (4.48) apresenta as curvas

N

−

σ

, para a média de número

de ciclos em todos os níveis de tensão estudados.

1 6 4

100

150

200

250

300

350

400

10000 100000

FLEXÃO ALTERNADA (Tensão x Nº de Ciclos) - MÉDIA

Geral

sem shot peening

= MB - Long.

= AC - Long.

= AS - Long.

= AD - Long.

= MB - Transv.

= AC - Transv.

= AS - Transv.

= AD - Transv.

Números de Ciclos

Tensão (MPa)

Figura (4.48) – Curvas



-N de fadiga por flexão alternada – valores

médios – longitudinal e transversal.

Pelos resultados da tabela (4.15) e da figura (4.48) pode-se concluir:

1) O material base apresentou maior resistência à fadiga em flexão

alternada, para todos os níveis de tensão estudados, nas direções

longitudinal e transversal.

2) Existe uma queda significativa na resistência à fadiga em flexão

alternada, quando se comparam as anodizações com o material base,

variando entre 30,3% e 70,2% na direção longitudinal, e entre 17,2% e

78,7%, na direção transversal.

3) A maior redução de resistência à fadiga é da anodização dura

para praticamente todos os níveis de tensão nas direções transversal e

longitudinal.

4) Existe uma tendência de maior resistência à fadiga em flexão

alternada para a anodização sulfúrica sobre a anodização crômica nas

direções longitudinal e transversal.

1 6 5

4.5.2 – Flexão alternada com shot peening

Os resultados dos ensaios de fadiga por flexão alternada com shot

peening, são apresentados nas tabelas (4.16) e (4.17).

Tabela (4.16) – Numero de ciclos consumidos nos ensaios de fadiga por

flexão alternada com shot peening.

NÚMERO DE CICLOS - FADIGA – FLEXÃO ALTERNADA

COM SHOT PEENING

Tensão

(MPa)

MB-L

s/SP

AC-L AS-L AD-L

MB-T

s/SP

AC-T AS-T AD-T

304 21.000 28.100 19.100 14.700 19.100 24.600 23.800 16.300

304 18.000 14.100 9.700 14.500 7.800 21.800 20100 19100

304 17.700 11.400 17.300 9.700 14.200 18.900 -- 10.700

304 18.300 -- -- -- 13.500 -- -- --

Média 18.750 17.867 15.367 12.967 13.650 21.767 21.950 15.367

260 31.400 54.200 35.600 52.100 25.500 45.000 31.400 32.100

260 30.300 42.000 52.100 35.200 24.100 43.600 27.000 27.800

260 24.800 32.800 -- 31.200 20.800 -- 39.500 30.400

260 -- 55.800 -- 49.600 -- -- -- --

Média 28.833 46.200 43.850 42.025 23.467 44.300 32.633 30.100

217 48.600 119.300 124.400 97.400 90.400 124.300 95.300 85.400

217 58.100 105.300 92.700 90.400 39.200 75.200 74.400 54.800

217 56.400 106.900 97.400 74.300 44.900 91.900 58.300 67.400

217 -- -- -- 77.900 48.800 -- 41.100 --

Média 54.367 110.500 104.833 85.000 55.825 97.133 67.275 69.200

195 -- 316.800 -- -- -- -- -- --

195 -- 201.200 -- -- -- -- -- --

195 -- 172.700 -- -- -- -- -- --

Média

--

230.233

-- -- -- -- -- --

174 117.300 1,0E+07 297.000 197.800 125.500 643.600 144.900 317.400

174 136.700 1,0E+07 306.000 185.400 152.700 194.000 317.500 197.000

174 140.400 -- 185.400 167.700 133.600 177.900 226.700 192.000

174 -- -- 231.900 134.100 147.100 -- --

Média 131.467 1,0E+07 255.075 183.633 136.475 290.650 229.700 235.467

152 -- -- -- -- 195.400 2.027.900 -- --

152 -- -- -- -- -- 1.331.600 -- --

152 -- -- -- -- -- -- -- --

Média

-- -- -- --

195.400 1.679.750

-- --

130 196.600 -- 1,0E+07 1,0E+07 310.400 1,0E+07 -- --

130 350.200 -- -- -- 444.400 -- -- --

130 374.900 -- -- -- 309.300 -- -- --

Média 307.233

--

1,0E+07 1,0E+07 354.700 1,0E+07

-- --

Valores em itálico – ensaio interrompido antes da ruptura do cdp.

1 6 6

Tabela (4.17) – Fadiga flexão alternada – anodização com shot peening –

material base sem shot peening - tensão - média de ciclos, desvio padrão,

dispersão (%) e relação de vida em fadiga (%).

TABELA – VALORES MÉDIOS / DESVIO PADRÃO / % VIDA

COM SHOT PEENING

 (MPa)

MB-L AC-L AS-L AD-L MB-T AC-T AS-T AD-T

Média (N)

7.500 - - - - - - -

DP

- - - - - - - -

(DP/N)%

- - - - - - - -

391

A-SP/MB

- - - - - - - -

Média (N)

9.533 - - - 9.467 - - -

DP

1150 - - - 1528 - - -

(DP/N)%

12,1 - - - 16,1 - - -

347

A-SP/MB

- - - - - - - -

Média (N)

18.750 17.867 15.367 12.967 13.650 21.767 21.950 15.367

DP

1520 8965 4989 2831 4628 2850 2616 4277

(DP/N)%

8,1 50,2 32,5 21,8 33,9 13,1 11,9 27,8

304

A-SP/MB

- 95,3% 82,0% 69,2% - 159,5% 160,8% 112,6%

Média (N)

28.833 46.200 43.850 42.025 23.467 44.300 32.633 30.100

DP

3536 10853 11667 10371 2413 990 6341 2166

(DP/N)%

12,3 23,5 26,6 24,7 10,3 2,2 19,4 7,2

260

A-SP/MB

- 160,2% 152,1% 145,8% - 188,8% 139,1% 128,3%

Média (N)

54.367 110.500 104.833 85.000 55.825 97.133 67.275 69.200

DP

5066 7663 17107 10768 23385 24965 23107 15379

(DP/N)%

9,3 6,9 16,3 12,7 41,9 25,7 34,3 22,2

217

A-SP/MB

- 203,2% 192,8% 156,3% - 174,0% 120,5% 124,0%

Média (N)

63.200 230.233 - - - - - -

DP

- 76311 - - - - - -

(DP/N)%

- 33,1 - - - - - -

195

A-SP/MB

- 364,3% - - - - - -

Média (N)

131.467

1,0E+07 255.075 183.633 136.475 290.650 229.700 235.467

DP

12407 - 56988 15128 11512 236103 86339 71000

(DP/N)%

9,4 - 22,3 8,2 8,4 81,2 37,6 30,2

174

A-SP/MB

- 7606,5% 194,0% 139,7% 213,0% 168,3% 172,5%

Média (N)

- 1,0E+07 - - 195.400 1.679.750 - -

DP

- - - - - 492358 - -

(DP/N)%

- - - - - 29,3 - -

152

A-SP/MB

- - - - - 859,6% - -

Média (N)

307.233 1,0E+07 1,0E+07 1,0E+07 354.700 1,0E+07 1,0E+07 1,0E+07

DP

96604 - - - 77684 - - -

(DP/N)%

31,4 - - - 21,9 - - -

130

A-SP/MB

- 3254,9% 3254,9% 3254,9% - 2819,3% 2819,3% 2819,3%

Valores em Itálico – ensaio interrompido antes da ruptura do cdp

As figuras (4.49) até (4.58) apresentam as curvas



-N, de fadiga por

flexão alternada e superfícies de fratura para as diversas condições de

ensaio com shot peening.

1 6 7

100

150

200

250

300

350

400

10000 100000 1000000 1E7

FLEXÃO ALTERNADA (Tensão x Nº de Ciclos)

Anodização Crômica

com shot peening

= MB - Long.- s/SP

= MB - Transv.- s/SP

= AC - Long.

= AC - Transv.

Número de Ciclos

Tensão (MPa)

Figura (4.49) – Curvas



-N de fadiga por flexão alternada – material

base - anodização crômica – longitudinal e transversal - com shot

peening.

Figura (4.50) – Superfície de fratura – flexão alternada – anodização

crômica – com shot peening (195 MPa, 201.200 ciclos) – longitudinal

Aumento: (a) e (b) 50x.

a

b

2

1

3

1 6 8

A figura (4.50) apresenta a superfície de fratura de um ensaio de

fadiga por flexão alternada (195 MPa, 201.200 ciclos) do metal base com

shot peening e anodização crômica. A foto (a) apresenta uma visão geral

da superfície de fratura onde se podem observar pontos de nucleação de

trincas (1), próximo à borda, na superfície e na lateral do corpo-de-

prova. A foto (b) apresenta a nucleação de trincas na superfície da

camada anódica (2), que sofrem desvios no substrato, gerando trincas

secundárias concorrentes nas camadas sub-superficiais (3). Embora as

trincas apresentem a nucleação na superfície elas não se propagam de

forma contínua para o interior do metal base devido às tensões residuais

induzidas pelo shot peening.

Os resultados das tabelas (4.16) e (4.17) evidenciam que o processo

de shot peening seguido de anodização crômica aumenta a resistência à

fadiga em relação ao material base sem shot peening, para todos os

níveis de tensão na direção transversal, e praticamente para todos os

níveis na direção longitudinal.

Para as tensões de 260 MPa, 217 MPa, 174 MPa e 152 MPa,

observam-se uma tendência a maior resistência à fadiga para a direção

longitudinal. Para 260 MPa, o número médio de ciclos é de 46.200

ciclos para a longitudinal e de 44.300 ciclos para a transversal. Para as

tensões de 217 MPa e 174 MPa os resultados são de 110.500 ciclos e

7

100,1

x

ciclos para a longitudinal e de 97.133 ciclos e 290.650 ciclos para

a transversal, respectivamente. Quando se analisa o ganho médio de

resistência à fadiga com shot peening em relação ao material base sem

shot peening observa-se que, para 260 MPa, a resistência em relação ao

material base foi aumentada em 160,2% na longitudinal e em 188,8% na

transversal. Para 174 MPa, os aumentos são de 7607% e de 213%,

respectivamente. É importante observar que os ensaios em flexão

alternada com shot peening e anodização crômica na direção

longitudinal, para a tensão de 174 MPa foram interrompidos com

7

100,1

x

ciclos, antes da fratura dos corpos-de-prova, o que permite concluir que

1 6 9

para este nível de tensão, a resistência à fadiga é mais intensa do que a

aferida.

100

150

200

250

300

350

400

10000 100000

FLEXÃO ALTERNADA (Tensão x Nº de Ciclos)

Anodização Sulfúrica

com shot peening

= MB - Long.- s/SP

= MB - Transv.- s/SP

= AS - Long.

= AS - Transv.

Número de Ciclos

Tensão (MPa)

Figura (4.51) – Curvas



-N de fadiga por flexão alternada – material

base - anodização sulfúrica – longitudinal e transversal - com shot

peening.

Figura (4.52) – Superfície de fratura – flexão alternada – anodização

sulfúrica – com shot peening (174 MPa, 231.900 ciclos) – longitudinal –

Aumento: (a) 50x e (b) 200x.

a

b

2

4

3

1

1 7 0

A figura (4.52) apresenta a superfície de fratura de um ensaio de

fadiga por flexão alternada (174 MPa, 231.900 ciclos) do metal base

com shot peening e anodização sulfúrica. A foto (a) apresenta uma visão

geral da superfície de fratura onde se observam pontos de nucleação de

trincas na camada anódica (1) na superfície e na lateral do corpo-de-

prova, próximos à borda. Embora as trincas apresentem a nucleação na

superfície elas não se propagam de forma contínua para o interior do

substrato, devido às tensões residuais induzidas pelo shot peening, que

provoca o aparecimento de outras trincas secundárias nas camadas sub-

superficiais (2). A foto (b) apresenta a nucleação de diversas trincas (3)

na camada anódica que são por vezes interrompidas na interface entre a

camada anódica e o substrato, devido ao impedimento provocado pelo

shot peening. Em (4) pode-se observar as trincas se propagando para o

interior do material.

Os resultados das tabelas (4.16) e (4.17) evidenciam que o processo

de shot peening seguido de anodização sulfúrica aumenta a resistência à

fadiga em relação ao material base sem shot peening, para todos os

níveis de tensão na direção transversal e praticamente para todos os

níveis na direção longitudinal.

Para as tensões de 260 MPa, 217 MPa e 174 MPa, observa-se uma

tendência a maior resistência à fadiga para a direção longitudinal. Para

260 MPa, o número médio de ciclos é de 43.850 ciclos para a

longitudinal e de 32.633 ciclos para a transversal. Para as tensões de

217 MPa e 174 MPa os resultados são de 104.833 ciclos e 255.075

ciclos para a longitudinal e de 67.275 ciclos e 229.700 ciclos para a

transversal, respectivamente. Quando se analisa o ganho médio de

resistência à fadiga com shot peening em relação ao material base sem

shot peening observa-se que, para 260 MPa, a resistência em relação ao

material base é aumentada em 152,1% na longitudinal e em 139,1% na

transversal. Para 174 MPa, os aumentos são de 194,0% e de 168,3%,

1 7 1

respectivamente. O aumento da resistência à fadiga em flexão alternada

com shot peening e anodização sulfúrica é muito significativo em

relação ao material base sem shot peening, mas foi inferior ao aumento

produzido pelo shot peening com anodização crômica em todos os níveis

de tensão para a direção longitudinal e em praticamente todos os níveis

para a direção transversal.

100

150

200

250

300

350

400

10000 100000 1000000 1E7

FLEXÃO ALTERNADA (Tensão x Nº de Ciclos)

Anodização Dura

com shot peening

= MB - Long.- s/SP

= MB - Transv.- s/SP

= AD - Long.

= AD - Transv.

Número de Ciclos

Tensão (MPa)

Figura (4.53) – Curvas



-N de fadiga por flexão alternada – material

base - anodização dura – longitudinal e transversal - com shot peening.

1 7 2

Figura (4.54) – Superfície de fratura – flexão alternada – anodização

dura – com shot peening (174 MPa, 167.700 ciclos) – longitudinal –

Aumento: (a) 15x e (b) 500x.

A figura (4.54) apresenta a superfície de fratura de um ensaio de

fadiga por flexão alternada (174 MPa, 167.700 ciclos) do metal base

com shot peening e anodização dura. A foto (a) apresenta uma visão

geral da superfície de fratura onde se observa os pontos (1) de

nucleação das trincas na camada anódica. A foto (b) apresenta a ruptura

da camada anódica em vários pontos e a trinca se propagando entre a

camada anódica e o substrato (2), promovendo o descolamento da

camada, mas não penetra diretamente no substrato, devido ao

impedimento provocado pelo shot peening.

Os resultados das tabelas (4.16) e (4.17) evidenciam que o processo

de shot peening seguido de anodização dura aumenta a resistência à

fadiga em relação ao material base sem shot peening, para todos os

níveis de tensão na direção transversal e em praticamente todos os

níveis na direção longitudinal.

Para as tensões de 260 MPa e 217 MPa observa-se uma tendência a

maior resistência à fadiga para a direção longitudinal. Para 260 MPa o

número médio de ciclos é de 42.025 ciclos para a longitudinal e de

a

b

2

1

1 7 3

30.100 ciclos para a transversal. Para 217, MPa os resultados são 85.000

ciclos e 69.200 ciclos, respectivamente. Quando se analisa o ganho

médio de resistência à fadiga com shot peening em relação ao material

base sem shot peening observa-se que, para 260 MPa, a resistência em

relação ao material base é aumentada em 145,8% na longitudinal e em

128,3% na transversal. Para 174 MPa, os aumentos são 139,7% e

172,5%, respectivamente. O aumento da resistência à fadiga em flexão

alternada com shot peening e anodização dura é significativo em relação

ao material base sem shot peening, porém foi inferior ao aumento

produzido pelo shot peening com anodização crômica em todos os níveis

de tensão para ambas as direções e também é inferior ao shot peening

com anodização sulfúrica para a maioria das condições.

A figura (4.55) apresenta o espalhamento dos resultados obtidos

para as diversas condições de ensaio de fadiga por flexão alternada com

shot peening e anodizações nas direções longitudinal e transversal.

100

150

200

250

300

350

400

10000 100000 1000000 1E7

FLEXÃO ALTERNADA (Tensão x Nº de Ciclos)

Geral

com Shot peening

= MB - s/SP - Long.

= AC - Long.

= AS - Long.

= AD - Long.

= MB - s/SP - Transv.

= AC - Transv.

= AS - Transv.

= AD - Transv.

Número de Ciclos

Tensão (MPa)

Figura (4.55) – Curvas



-N de fadiga por flexão alternada –longitudinal

e transversal - com shot peening.

1 7 4

Para os ensaios de fadiga em flexão alternada, os resultados

apresentam um aumento da resistência para todas as condições estudadas

com shot peening e anodização, quando comparado com o material

somente anodizado. Na análise com o material base sem shot peening,

também se observa um aumento significativo na resistência à fadiga para

a maioria das condições estudadas.

Os resultados do shot peening entre os processos de anodização

evidenciam que os melhores resultados são os obtidos para a anodização

crômica, seguido das anodizações sulfúrica e dura.

A tabela (4.18) apresenta o número médio de ciclos e a relação de

resistência à fadiga entre as anodização com e sem shot peening e o

material base sem shot peening, para fadiga em flexão alternada.

A tabela (4.18) e as figuras (4.56) a (4.58) são usadas para uma

análise qualitativa dos dados de fadiga com shot peening e anodização,

procurando quantificar a redução ou aumento da resistência à fadiga para

as condições estudadas.

1 7 5

Tabela (4.18) – Fadiga flexão alternada- tensão – média de ciclos e

relação de vida em fadiga (%)- (anodização/material base, shot peening-

anodização/material base e shot peening-anodização/anodização)

FLEXÃO ALTERNADA – MÉDIA DE CICLOS – RELAÇÃO DE RESISTÊNCIA À FADIGA

 (MPa) MB-L AC-L AS-L AD-L MB-T AC-T AS-T AD-T

Média (N)

9533 - - - 9467 - - -

Média (N) SP

- - - - - - - -

A/MB

- - - - - - - -

A-SP/MB (%)

- - - - - - - -

347

A-SP/A (%)

- - - - - - - -

Média (N)

18750 12133 9133 9700 13650 7350 11300 8833

Média (N) SP

- 17867 15367 12967 - 21767 21950 15367

A/MB

- 64,7% 48,7% 51,7% - 53,8% 82,8% 64,7%

A-SP/MB (%)

- 95,3% 82,0% 69,2% - 159,5% 160,8% 112,6%

304

A-SP/A (%)

- 147,3% 168,2% 133,7% - 296,1% 194,2% 174,0%

Média (N)

28833 17433 17300 14033 23467 14000 17533 13767

Média (N) SP

- 46200 43850 42025 - 44300 32633 30100

A/MB

- 60,5% 60,0% 48,7% - 59,7% 74,7% 58,7%

A-SP/MB (%)

- 160,2% 152,1% 145,8% - 188,8% 139,1% 128,3%

260

A-SP/A (%)

- 265,0% 253,5% 299,5% - 316,4% 186,1% 218,6%

Média (N)

54367 37900 30567 20900 55825 22300 29800 24167

Média (N) SP

- 110500 104833 85000 - 97133 67275 69200

A/MB

- 69,7% 56,2% 38,4% - 39,9% 53,4% 43,3%

A-SP/MB (%)

- 203,2% 192,8% 156,3% - 174,0% 120,5% 124,0%

217

A-SP/A (%)

- 291,6% 343,0% 406,7% - 435,6% 225,8% 286,3%

Média (N)

63200 - - - - - - -

Média (N) SP

- 230233 - - - - - -

A/MB

- 0,0% 0,0% 0,0% - - - -

A-SP/MB (%)

- 364,3% - - - - - -

195

A-SP/A (%)

- - - - - - - -

Média (N)

131467 60400 90733 39233 136475 50833 78200 45033

Média (N) SP

- 1,0E+07 255075 183633 - 290650 229700 235467

A/MB

- 45,9% 69,0% 29,8% - 37,2% 57,3% 33,0%

A-SP/MB (%)

- 7607% 194% 139% - 213% 168% 173%

174

A-SP/A (%)

- 16556% 281% 468% - 572% 294% 523%

Média (N)

- - - - 195400 - - 63033

Média (N) SP

- 1,0E+07 - - - 1,7E+06 - -

A/MB

- - - - - 0,0% 0,0% 32,3%

A-SP/MB (%)

- - - - - 859,6% 0,0% 0,0%

152

A-SP/A (%)

- - - - - - - 0,0%

Média (N)

3,1E+05 163233 191267 94200 3,5E+05 329867 290867 75433

Média (N) SP

- 1,0E+07 1,0E+07 1,0E+07 - 1,0E+07 1,0E+07 1,0E+07

A/MB

- 53,1% 62,3% 30,7% - 93,0% 82,0% 21,3%

A-SP/MB (%)

- 3255% 3255% 3255% - 2819% 2819% 2819%

130

A-SP/A (%)

- 6126% 5228% 10616% - 3032% 3438% 13257%

1 7 6

100

150

200

250

300

350

400

10000 100000 1000000 1E7

FLEXÃO ALTERNADA (Tensão x Nº de Ciclos) - MÉDIA

Geral - Longitudinal

com shot peening

= MB - s/SP

= AC

= AS

= AD

Número de Ciclos

Tensão (MPa)

Figura (4.56) – Curvas



-N de fadiga por flexão alternada – valores

médios – longitudinal - com shot peening.

Para os ensaios de fadiga em flexão alternada com shot peening na

direção longitudinal, os resultados das tabelas (4.17) e (4.18) e da figura

(4.56) evidenciam que a anodização crômica apresenta a maior

resistência à fadiga para todos os níveis de tensão estudados, seguido da

anodização sulfúrica e dura. Para a análise em relação de resistência à

fadiga com o material base, observa-se, para a direção longitudinal, um

aumento da resistência em praticamente todos os níveis de tensão. Para a

tensão de 304 MPa a resistência à fadiga para o material com anodização

crômica representa 95,3% da vida do material base, pouco inferior à

resistência do material base sem shot peening mas superior 64,7% para a

anodização crômica sem shot peening. Para as mesmas condições com

anodização sulfúrica, os resultados são 82,0% com shot peening e 48,7%

sem shot peening. Para a anodização dura, de 69,2% e 51,7%,

respectivamente. Para outros níveis de tensão o aumento da resistência à

1 7 7

fadiga é superior ao do material base sem shot peening. Para 260MPa, os

resultados são: para anodização crômica de 160,2% com shot peening e

60,5% sem shot peening; para anodização sulfúrica, 152,1% e 60,0%,

respectivamente; para a anodização dura, 145,8% e 48,7%,

respectivamente. Para 174 MPa, os valores são 7606,5% e 45,9%;

194,0% e 69,0%; 139,7% e 29,8%, respectivamente. Os ensaios com

anodização crômica para a tensão de 174 MPa foram interrompidos com

7

100,1

x

ciclos antes da ruptura do corpo-de-prova, o que permite concluir

que, para este nível de tensão, o aumento da vida em fadiga é ainda mais

intenso do que a aferido.

Os resultados são ainda mais surpreendentes quando se analisa o

aumento da vida em fadiga entre as anodizações sem e com o processo

de shot peening. Na análise comparativa da relação de resistência à

fadiga para o material com shot peening com o material anodizado na

direção longitudinal se observa: Para 304 MPa um ganho de 147,3% na

anodização crômica; 168,2% na sulfúrica e de 133,7% na dura. Para 174

MPa, os ganhos são de 16.556,3%, 281,1% e 468,1%, respectivamente.

O aumento da resistência à fadiga devido ao shot peening é tanto

mais intenso quanto menor a tensão de estudo, demonstrando que o shot

peening cria nas camadas superficiais do material uma barreira mecânica

que dificulta ou impede a propagação da trinca da camada anodizada

para o substrato.

Os resultados evidenciam que o processo de shot peening não só

consegue recompor a vida em fadiga do material base como aumenta a

vida média dos componentes sujeitos à fadiga por flexão alternada para a

direção longitudinal.

1 7 8

100

150

200

250

300

350

10000 100000 1000000 1E7

FLEXÃO ALTERNADA (Tensão x Nº de Ciclos) - MÉDIA

Geral - Transversal

com shot peening

= MB - s/SP

= AC

= AS

= AD

Número de Ciclos

Tensão (MPa)

Figura (4.57) – Curvas



-N de fadiga por flexão alternada – valores

médios - transversal - com shot peening

Para os ensaios de fadiga em flexão alternada com shot peening na

direção transversal, os resultados das tabelas (4.17) e (4.18) e da figura

(4.57) evidenciam que a anodização crômica apresenta a maior

resistência à fadiga para todos os níveis de tensão estudados, seguido da

anodização sulfúrica e dura. Para a análise em relação da resistência à

fadiga com o material base, também se observa um aumento da

resistência para todos os níveis de tensão. Para 304 MPa, a resistência à

fadiga para o material com shot peening e anodização crômica representa

159,5% da vida do material base e 53,8% para a anodização crômica sem

shot peening. Para as mesmas condições com anodização sulfúrica, os

resultados são 160,8% com shot peening e 82,8% sem shot peening, para

a anodização dura, de 112,6% e 64,7%, respectivamente. Para 260MPa,

os resultados são, para anodização crômica de 1188,8% com shot

peening e 59,7% sem shot peening; para anodização sulfúrica, 139,1% e

1 7 9

74,7%, respectivamente; para a anodização dura 128,3% e 58,7%,

respectivamente. Para 174 MPa, são 213,0% e 37,2%; 168,3% e 57,3%;

172,5% e 33,0%, respectivamente.

Os resultados são mais surpreendentes quando se analisa o aumento

da resistência à fadiga entre as anodizações sem e com o processo de

shot peening. Na análise comparativa da relação de resistência à fadiga

para o material com shot peening e anodização com o material somente

anodizado na direção transversal observa-se: para 304 MPa, um ganho de

296,1% na anodização crômica; 194,2% na sulfúrica e 174,0%, na dura.

Para 174 MPa, os resultados são de 571,8%; 293,7% e 522,9%,

respectivamente.

O aumento da resistência à fadiga devido ao shot peening é tanto

mais intenso quanto menor a tensão de estudo, demonstrando que o shot

peening cria nas camadas sub-superficiais do material uma barreira

mecânica que dificulta ou impede a propagação da trinca da camada

anodizada para o substrato.

Os resultados evidenciam que o processo de shot peening não só

consegue recompor a vida em fadiga do material base como aumenta a

vida média dos componentes sujeitos à fadiga por flexão alternada para a

direção transversal.

A figura (4.58) apresenta o espalhamento dos resultados obtidos

para as diversas condições de ensaio de fadiga por flexão alternada nos

sentidos longitudinal e transversal, em todas as condições de anodização

ensaiadas com shot peening.

1 8 0

100

150

200

250

300

350

400

10000 100000 1000000 1E7

FLEXÃO ALTERNADA (Tensão x Nº de Ciclos) - MÉDIA

Geral

com shot peening

= MB - s/SP - Long.

= AC - Long.

= AS - Long.

= AD - Long.

= MB - s/SP - Transv.

= AC - Transv.

= AS - Transv.

= AD - Transv.

Número de Ciclos

Tensão (MPa)

Figura (4.58) – Curvas



-N de fadiga por flexão alternada – valores

médios – longitudinal e transversal – com shot peening.

Os resultados permitem concluir que:

1) O material base apresentou as menores resistências em fadiga

quando comparado com o shot peening e anodização.

2) O shot peening neutraliza os efeitos negativos das anodizações e

aumenta a resistência à fadiga para todos os níveis de tensão em ambas

as direções.

3) O shot peening aumenta a resistência à fadiga em relação ao

material base para praticamente todos os níveis de tensão em ambas as

direções.

4) As tensões residuais na superfície e camadas sub-superficiais,

induzidas no shot peening (tabela (4.5)) retardam ou impedem a

propagação das trincas para o interior do material.

5) As camadas anódicas apresentam trincas superficiais que ao

atingirem o substrato, sob efeito do shot peening, são interrompidas ou

1 8 1

sofrem desvios laterais, que retardam ou impedem sua propagação para o

interior do material.

6) O aumento da resistência à fadiga com shot peening em relação

ao material base é mais intenso quanto menor a tensão aplicada. A

mesma relação é observada entre o shot peening e as anodizações.

7) Os resultados demonstram que o processo de shot peening atua

intensamente sobre a resistência a fadiga do material em flexão

alternada, que neutraliza os efeitos negativos dos processos de

anodização e gera uma sobrevida muito grande do material base, para

ambas as direções.

1 8 2

4.6 – FADIGA AXIAL

4.6.1 – Fadiga axial sem shot peening

A tabela (4.19) apresenta o número de ensaios e as condições em

que foram realizados os ensaios de fadiga axial.

Tabela (4.19) – Número de ensaios e condições superficiais dos ensaios

de fadiga axial.

ENSAIOS DE FADIGA AXIAL

ENSAIOS

POSIÇÃO

COM

RUPTURA

SEM

RUPTURA

CONDIÇÃO

34 L 26 08

MB

16 T 13 03

MB

24 L 20 04

AC

22 T 20 02

AC

18 L 17 01

AS

17 T 15 02

AS

18 L 16 02

AD

18 T 18 00

AD

Legenda: MB= Material base; AC= Anodização crômica;

AS= Anodização sulfúrica e AD = Anodização dura.

Os resultados obtidos nos ensaios de fadiga axial são apresentados

nas tabelas (4.20) e (4.21).

1 8 3

Tabela (4.20) – Numero de ciclos consumidos nos ensaios de fadiga

axial.

NUMERO DE CICLOS - FADIGA AXIAL

Tensão

(MPa)

MB-L AC-L AS-L AD-L MB-T AC-T AS-T AD-T

326 74300 28500 17300 -- 96900 34800 17800 21600

326 66200 27400 14100 -- 70200 29100 17500 19300

326 -- 25500 -- -- 68400 27500 17300 12400

326 55400 -- -- -- 64000 27100 -- --

326 47900 -- -- -- -- 18800 -- --

326 41900 -- -- -- -- -- -- --

326 40100 -- -- -- -- -- -- --

Média 54.300 27.133 15.700 74.875 27.460 17.533 17.767

304 101500 46200 16200 25400 185200 56600 26500 24900

304 92100 37900 23100 19000 161700 50700 17900 24600

304 87600 26900 18000 18200 159000 57400 28500 23900

304 84900 35900 -- -- 124000 46700 -- --

304 84100 -- -- -- 105500 -- -- --

304 77200 -- -- -- -- -- -- --

304 71500 -- -- -- -- -- -- --

304 69200 -- -- -- -- -- -- --

Média 83.513 36.725 19.100 20.867 147.080 52.850 24.300 24.467

282 237700 50400 32500 29200 -- -- -- --

282 195000 -- 30700 26800 -- -- -- --

282 194500 33600 22000 23200 -- -- -- --

282 147900 65600 -- -- -- -- -- --

282 147500 58000 -- -- -- -- -- --

282 129900 -- -- -- -- -- -- --

282 118000 -- -- -- -- -- -- --

Média 167.214 51.900 28.400 26.400

260 547300 85400 25600 41300 708200 66300 32500 38900

260 369700 82900 37500 39200 623400 104200 32700 36100

260 365300 109100 29700 30900 340300 102500 42000 29000

260 335100 107400 -- 252900 76900 -- --

260 303700 -- -- -- -- -- -- --

Média 384.220 96.200 30.933 37.133 481.200 87.475 35.733 34.667

239 -- 159000 -- -- -- -- -- --

239 1,0E+07 113800 -- -- -- -- -- --

239 1,0E+07 167300 -- -- -- -- -- --

239 1,0E+07 133400 -- -- -- -- -- --

Média 1,0E+07 1,4E+05

217 1,0E+07 304300 49500 72100 1,0E+07 292600 53200 67600

217 -- 1,0E+07 55700 48000 1,0E+07 140500 75500 60600

217 -- 1,0E+07 74800 39100 1,0E+07 213300 52900 46900

217 -- -- -- -- -- 199300 -- --

Média 1,0E+07 6,8E+06 6,0E+04 5,3E+04 1,0E+07 2,1E+05 6,1E+04 5,8E+04

1 8 4

Continuação tabela (4.20)

195 -- -- -- -- -- 1,04E+06 -- --

195 -- -- -- -- -- 1,31E+06 -- --

195 -- -- -- -- -- 1,28E+06 -- --

Média 1,21E+06

174 1,0E+07 1,0E+07 127000 141800 -- 1,0E+07 162400 175900

174 1,0E+07 -- 232700 96200 -- 1,0E+07 114200 138400

174 1,0E+07 -- 76000 77400 -- -- 401900 113300

174 1,0E+07 -- -- -- -- -- -- --

Média 1,0E+07 1,0E+07 1,5E+05 1,1E+05 1,0E+07 2,3E+05 1,4E+05

130 -- 1,0E+07 1,0E+07 1,00E+07 -- -- 1,0E+07 420600

130 -- -- -- 1,0E+07 1,0E+07 1599400

130

1,27E+06

1315500

Média

1,0E+07

7,1E+06

1,0E+07

1,1E+06

Valores em itálico – ensaio interrompido antes da ruptura do cdp.

1 8 5

Tabela (4.21) – Fadiga axial – tensão - média de ciclos, desvio padrão,

dispersão (%) e relação de vida em fadiga (%).

TABELA – VALORES MÉDIOS / DESVIO PADRÃO / % VIDA

SEM SHOT PEENING

 (MPa) MB-L. AC-L AS-L AD-L MB-T AC-T AS-T AD-T

N

54.300 27.133 15.700 - 74.875 27.460 17.533 17.767

DP

13705 1517,7 2262,7 - 14912,5 5737,9 251,7 4787,8

(DP/N)%

25,2 5,6 14,4 - 19,9 20,9 1,4 26,9

326

A/MB

50,0% 28,9% - 36,7% 23,4% 23,7%

N

83.513 36.725 19.100 20.867 147.080 52.850 24.300 24.467

DP

10726 7924 3579 3946 31900 5073 5632 513

(DP/N)%

12,8 21,6 18,7 18,9 21,7 9,6 23,2 2,1

304

A/MB

- 44,0% 22,9% 25,0% - 35,9% 16,5% 16,6%

N

167.214 51.900 28.400 26.400 - - - -

DP

42936 13687 5615 3020 - - - -

(DP/N)%

25,7 26,4 19,8 11,4 - - - -

282

A/MB

- 31,0% 17,0% 15,8% - - - -

N

384.220 96.200 30.933 37.133 481.200 87.475 35.733 34.667

DP

94948 13969 6045 5499 218879 18848 5428 5103

(DP/N)%

24,7 14,5 19,5 14,8 45,5 21,5 15,2 14,7

260

A/MB

- 25,0% 8,1% 9,7% 18,2% 7,4% 7,2%

N

1,0E+07 1,4E+05 - - - - - -

DP

- 24432 - - - - - -

(DP/N)%

- 17,0 - - - - - -

239

A/MB

- 1,4% - - - - - -

N

1,0E+07 6,8E+06 6,0E+04 5,3E+04 1,0E+07 2,1E+05 6,1E+04 5,8E+04

DP

- 5597815 13187 17073 - 62637 12962 10529

(DP/N)%

- 82,7 22,0 32,2 - 29,6 21,4 18,0

217

A/MB

- 67,7% 0,6% 0,5% - 2,1% 0,6% 0,6%

N

1,0E+07 - - - 1,0E+07 1,21E+06 - -

DP

- - - - - 151749 - -

(DP/N)%

- - - - - 12,5 - -

195

A/MB

- - - - - 12,1% - -

N

1,0E+07 1,0E+07 1,5E+05 1,1E+05 1,0E+07 1,0E+07 2,3E+05 1,4E+05

DP

- - 79925 33116 - - 154086 31504

(DP/N)%

- - 55,0 31,5 - - 68,1 22,1

174

A/MB

- - 1,5% 1,1% - - 2,3% 1,4%

N

1,0E+07 1,0E+07 1,0E+07 7,1E+06 1,0E+07 - 1,0E+07 1,1E+06

DP

- - - 5041596 - - - 615226

(DP/N)%

- - - 71,1 - - - 55,3

130

A/MB

- - - 70,9% - - - 11,1%

As figuras (4.59) até (4.70) apresentam as curvas



-N, de fadiga

axial e superfícies de fratura para as diversas condições de ensaio sem

shot peening.

1 8 6

225

250

275

300

325

350

100000 1000000 1E7

FADIGA AXIAL (Tensão x Nº de Ciclos)

Material Base

= Long.

= Transv.

Número de Ciclos

Tensão (MPa)

Figura (4.59) – Curvas



-N de fadiga axial – material base (Al 7050-

T7451) – longitudinal e transversal.

Figura (4.60) – Superfície de fratura - fadiga axial - material base

(304MPa, 92.100 ciclos) – longitudinal – Aumento: (a) 40x e(b) 1000x.

a b

1

2

3

4

1 8 7

A figura (4.60) apresenta a superfície de fratura de um corpo de

prova de fadiga axial do material base (304 MPa, 92.100 ciclos). A foto

(a) apresenta uma visão geral da superfície de fratura onde se observa o

ponto (1) de nucleação da trinca, a região (2) de propagação da trinca e

a região (3) rugosa de fratura dúctil. A foto (b) apresenta o ponto de

nucleação superficial da trinca (4) e a propagação para o interior do

corpo de prova.

Os resultados das tabelas (4.20) e (4.21) apresentam maior

resistência à fadiga do material base para a direção transversal em todos

os níveis de tensão. Para 326 MPa, o número médio de ciclos e a

dispersão percentual são de 74.875 ciclos e 19,9% para a direção

transversal e de 54.300 ciclos e 25,2% para a direção longitudinal. Para

260 MPa, os resultados são de 481.200 ciclos e 45,5%, e de 384.220

ciclos e 24,7%, respectivamente. Para os níveis de tensão de 217 MPa,

174 MPa e 130 MPa os corpos-de-prova para ambas as direções foram

retirados com

7

100,1

x

ciclos, antes da fratura.

100

150

200

250

300

350

100000 1000000 1E7

FADIGA AXIAL (Tensão x Nº de Ciclos)

Anodização Crômica

= MB - Long.

= MB - Transv.

= AC - Long.

= AC - Transv.

Número de Ciclos

Tensão (MPa)

Figura (4.61) – Curvas



-N de fadiga axial – material base - anodização

crômica - longitudinal e transversal.

1 8 8

Figura (4.62) – Superfície de fratura - fadiga axial - anodização crômica

(282MPa, 58.000 ciclos) – longitudinal – Aumento: (a) 40X e (b) 1000x.

A figura (4.62) apresenta a superfície de fratura de um corpo de

prova de fadiga axial com anodização crômica (282 MPa, 58.000

ciclos). A foto (a) apresenta uma visão geral da superfície de fratura

onde se pode observar o ponto (1) de nucleação da trinca, a região (2)

de propagação da trinca e a região (3) rugosa de fratura dúctil. A foto

(b) apresenta o ponto de nucleação na camada anódica da trinca (4), o

descolamento da camada anódica (5) e a propagação para o interior do

substrato.

Os resultados das tabelas (4.20), (4.21) e da figura (4.61)

evidenciam que a anodização crômica reduz a resistência à fadiga em

relação ao material base para todos os níveis de tensão, em ambas as

direções. Para 326 MPa, os números médios de ciclos com anodização

crômica são 27.133 ciclos na longitudinal e de 27.460 ciclos na

transversal. Para o material base são 54.300 ciclos e 74.875 ciclos,

respectivamente estes resultados mostram que a resistência à fadiga do

material com anodização crômica corresponde a 50,0% e 36,7% da

resistência à fadiga do material base nas direções longitudinal e

a b

3

1

2

4

5

1 8 9

transversal, respectivamente. Para 260 MPa, os números médios de

ciclos com anodização crômica são 96.200 ciclos na longitudinal e de

87.475 ciclos na transversal e, para o material base, são 384.220 ciclos e

481.200 ciclos, respectivamente, o que corresponde a 25,0% e 18,2% da

resistência à fadiga do material base nas direções longitudinal e

transversal, respectivamente.

Os resultados demonstram que o efeito da anodização crômica sobre

a resistência à fadiga axial não permite evidenciar tendência de

melhores resultados de resistência a fadiga em função da direção

longitudinal ou transversal de retirada do corpo-de-prova.

100

150

200

250

300

350

100000 1000000 1E7

FADIGA AXIAL (Tensão x Nº de Ciclos)

Anodização Sulfúrica

= MB - Long.

= MB - Transv.

= AS - Long.

= AS - Transv.

Número de Ciclos

Tensão (MPa)

Figura (4.63) – Curvas



-N de fadiga axial – material base - anodização

sulfúrica - longitudinal e transversal.

1 9 0

Figura (4.64) – Superfície de fratura de fadiga axial - anodização

sulfúrica (174MPa, 76.000 ciclos) – longitudinal- Aumento: (a) 40x, (b)

100x, (c) 100x e (d) 500x.

A figura (4.64) apresenta à superfície de fratura de um corpo de

prova de fadiga axial com anodização sulfúrica de médio ciclo (174

MPa, 76.600 ciclos). A foto (a) apresenta uma visão geral da superfície

de fratura onde se pode observar a região (1) de nucleação da trinca, a

região (2) de propagação da trinca, a região (3) rugosa de fartura dúctil e

as regiões (4) de propagação de trincas, distintos da região (1). A foto

(b) apresenta a nucleação da trinca na camada anódica (5). A foto (c)

apresenta a nucleação da trinca na camada anódica (6) e a região (7) de

descolamento da camada anódica. A ocorrência simultânea de outras

trincas superficiais está associada a maior agressividade do processo de

a

b

c

d

1

2

3

4

5

6

7

1 9 1

anodização sulfúrica sobre a superfície da amostra facilitando o

surgimento de outras frentes de trinca superficial. A foto (d) apresenta a

camada anodizada.

Os resultados das tabelas (4.20), (4.21) e da figura (4.63)

demonstram que a anodização sulfúrica reduz a resistência à fadiga em

relação ao material base para todos os níveis de tensão, em ambas as

direções. Para 326 MPa os números médios de ciclos com anodização

sulfúrica são 15.700 ciclos na longitudinal e de 17533 ciclos na

transversal e para o material base são 54.300 ciclos e 74.875 ciclos,

respectivamente. Estes resultados evidenciam que a resistência à fadiga

do material com anodização sulfúrica corresponde 28,9% e 23,4% da

resistência à fadiga do material base nas direções longitudinal e

transversal, respectivamente. Para 260 MPa, os números médios de

ciclos com anodização sulfúrica são 30.933 ciclos na longitudinal e de

35.733 ciclos na transversal e, para o material base, são 384.220 ciclos e

481.200 ciclos, respectivamente, o que corresponde a 8,1% e 7,4% da

resistência à fadiga do material base nas direções longitudinal e

transversal, respectivamente. Os resultados evidenciam que a anodização

sulfúrica apresenta menores resultados de resistência à fadiga que a

anodização crômica, para todos os níveis de tensão.

Os resultados demonstram que o efeito da anodização sulfúrica

sobre a resistência à fadiga axial apresenta uma tendência de melhores

resultados de resistência à fadiga para a direção transversal de retirada

do corpo-de-prova. Para 326 MPa, os números médios de ciclos e as

dispersões percentuais para as direções transversal e longitudinal são

17.533 ciclos, 1,4% e 15.700 ciclos, 14,4%, respectivamente. Para 260

MPa, são 35.733 ciclos, 15,2% e 30.933 ciclos, 19,5%, respectivamente.

Para 174 MPa, são

5

103,2

x

ciclos e 68,1% e

5

105,1

x

ciclos e 31,5%,

respectivamente.

1 9 2

100

150

200

250

300

350

100000 1000000 1E7

FADIGA AXIAL (Tensão x Nº de Ciclos)

Anodização Dura

= MB - Long.

= MB - Transv.

= AD - Long.

= AD - Transv.

Número de Ciclos

Tensão (MPa)

Figura (4.65) – Curvas



-N de fadiga axial – material base - anodização

dura - longitudinal e transversal.

1 9 3

Figura (4.66) - Superfície de fratura - fadiga axial - anodização dura

(217 MPa, 67.600 ciclos) – transversal – Aumento: (a) 40x, (b) 500x, (c)

100x e (d) 100x.

A figura (4.66) apresenta a superfície de fratura de um corpo de

prova de fadiga axial com anodização dura (217 MPa, 67.600 ciclos). A

foto (a) apresenta uma visão geral da superfície de fratura onde se pode

observar a região (1) de nucleação da trinca, a região (2) de propagação

da trinca e a região (3) rugosa de fratura dúctil. A foto (b) apresenta o

ponto (4) de nucleação da trinca na camada anódica e a propagação para

o interior do substrato. A foto (c) apresenta outros pontos de nucleação

de trincas sobre a camada anodizada (5). A foto (d) apresenta pontos de

propagação de trinca a partir da interface entre a camada anodizada e o

substrato (6).

1

2

3

4

5

6

a

b

c

d

1 9 4

Os resultados das tabelas (4.20) e (4.21) e da figura (4.65)

evidenciam que a anodização dura reduz a resistência à fadiga em

relação ao material base para todos os níveis de tensão, em ambas as

direções. Para 304 MPa, os números médios de ciclos com anodização

dura são 20.867 ciclos na longitudinal e de 24.467 ciclos na transversal.

Para o material base, são 83.513 ciclos e 147.800 ciclos,

respectivamente. Estes resultados evidenciam que a resistência à fadiga

do material com anodização dura corresponde a 25,0% e 16,6% da

resistência à fadiga do material base nas direções longitudinal e

transversal, respectivamente. Para 174 MPa, os números médios de

ciclos com anodização dura são

5

101,1

x

ciclos na longitudinal e de

5

104,1

x

ciclos na transversal e, para o material base, são

7

100,1

x

ciclos em ambas

as direções. É importante salientar que o ensaio do metal base para a

tensão de 174 MPa foi interrompido com

7

100,1

x

ciclos antes da fratura

do corpo-de-prova, o que permite concluir que, para este nível de tensão,

a redução da vida em fadiga é ainda mais intensa do que a aferida.

Os resultados evidenciam que a anodização dura apresenta menores

resultados de resistência à fadiga que a anodização crômica, para todos

os níveis de tensão.

Os resultados demonstram que o efeito da anodização dura sobre a

resistência à fadiga axial não permite evidenciar tendência de melhores

resultados de resistência a fadiga em função da direção longitudinal ou

transversal de retirada do corpo-de-prova.

A figura (4.67) apresenta o espalhamento dos resultados obtidos

para as diversas condições de ensaio de fadiga axial no sentido

longitudinal e transversal, em todas as condições ensaiadas,

evidenciando a maior resistência do material base sobre os anodizados.

1 9 5

100

125

150

175

200

225

250

275

300

325

350

10000 100000 1000000

FADIGA AXIAL (Tensão x Nº de Ciclos)

Geral

(Long. / Transv.)

= Long.- MB

= Long.- AC

= Long.- AS

= Long.- AD

= Transv.- MB

= Transv.- AC

= Transv.- AS

= Transv.- AD

Número de Ciclos

Tensão (MPa)

Figura (4.67) – Curvas



-N de fadiga axial – longitudinal e transversal.

Os resultados confirmam a maior resistência à fadiga do material

base sobre os demais processos de anodização, seguido da anodização

crômica para ambas as direções e uma tendência de melhor

comportamento para a anodização sulfúrica sobre a dura para fadiga de

alto ciclo.

O material base apresenta maior resistência à fadiga axial, para

todos os níveis de tensão estudados, nas direções longitudinal e

transversal.

Os resultados evidenciam a tendência de maior resistência à fadiga

do material base, para a direção transversal em todos os níveis de tensão.

Existe uma redução significativa na resistência à fadiga axial,

quando se comparam as anodizações com o material base, variando entre

32,3% e 99,5%, na direção longitudinal, e entre 64,1% e 99,4%, na

direção transversal.

1 9 6

As camadas anódicas apresentam trincas superficiais que ao

atingirem o substrato se propagam para o interior do corpo de prova.

As figuras (4.68) a (4.70) apresentam as curvas



-N de fadiga axial,

usando o número médio de ciclos para todos os níveis de tensão

estudados e condições superficiais, nas direções longitudinal e

transversal.

120

140

160

180

200

220

240

260

280

300

320

340

10000 100000 1000000

FADIGA AXIAL (Tensão x Nº de Ciclos) - MÉDIA

Geral

Longitudinal

= MB

= AC

= AS

= AD

Número de Ciclos

Tensão (MPa)

Figura (4.68) – Curvas



-N de fadiga axial – valores médios –

longitudinal.

Os resultados da tabela (4.21) e da figura (4.68) para a direção

longitudinal evidenciam que os ensaios com material base apresentaram

um maior número de ciclos médios seguido da anodização crômica, para

todos os níveis de tensão estudados. Para as anodizações sulfúrica e dura

os resultados em fadiga axial apresentam comportamentos semelhantes

de resistência à fadiga. Para 304 MPa, os números médios de ciclos, as

dispersões médias e a relação de resistência à fadiga com o material base

para as anodizações sulfúrica e dura são 19.100 ciclos, 18,7% de

1 9 7

dispersão e 22,9% da resistência à fadiga axial do material base; para a

anodização sulfúrica são de 20.867 ciclos, 18,9% de dispersão e 25,0%

da resistência à fadiga axial do material base, para a anodização dura.

Para 282 MPa, os resultados são 28.400 ciclos, 19,8% e 17,0% para a

sulfúrica, e de 26.400 ciclos, 11,4% e 15,8% para a dura. Para 217 MPa,

são

4

100,6

x

ciclos, 22,0% e 0,6%, para a sulfúrica e

4

103,5

x

ciclos, 32,2%

e 0,6%, para a dura.

O efeito dos processos de anodização sobre a resistência à fadiga

axial do material base fica melhor caracterizado quando se analisa a

relação percentual da resistência à fadiga das anodizações com o

material base. Para a tensão de trabalho de 304MPa os resultados são,

com anodização crômica, 44,0% da resistência do material base; para

anodização sulfúrica, 22,9% da resistência do material base e, para a

anodização dura, 25% da resistência do material base. Para 282 MPa,

são, respectivamente, 31% - AC, 17% - AS e 15,8% - AD. Para 260 MPa,

são, respectivamente, 25% - AC, 8,1% - AS e 9,7% - AD. Para 217 MPa

são, respectivamente, 67,7% - AC, 0,6% - AS e 0,5% AD, é importante

salientar que o ensaio do metal base para a tensão de 217 MPa foi

interrompido com

7

100,1

x

ciclos antes da fratura do corpo o que permite

concluir que, para este nível de tensão, a redução da vida em fadiga é

ainda mais intensa do que a aferida.

1 9 8

120

140

160

180

200

220

240

260

280

300

320

340

10000 100000 1000000

FADIGA AXIAL (Tensão x Nº de Ciclos) - MÉDIA

Geral

Transversal

= MB

= AC

= AS

= AD

Número de Ciclos

Tensão (MPa)

Figura (4.69) – Curvas



-N de fadiga axial – valores médios –

transversal.

Os resultados da tabela (4.21) e da figura (4.69) para a direção

transversal evidenciam que os ensaios com material base apresentaram

um maior número de ciclos médios seguido da anodização crômica, para

todos os níveis de tensão estudados. Para as anodizações sulfúrica e dura

os resultados em fadiga axial apresentam comportamentos semelhantes

de resistência à fadiga. Para 304 MPa, os números médios de ciclos, as

dispersões médias e a relação de resistência à fadiga com o material base

para as anodizações sulfúrica e dura são 24.300 ciclos, 23,2% de

dispersão e 16,5% da resistência à fadiga axial do material base; para a

anodização sulfúrica são de 24.467 ciclos, 2,1% de dispersão e 16,6% da

resistência à fadiga axial do material base, para a anodização dura. Para

260 MPa, os resultados são 35.733 ciclos, 15,2% e 7,4% para a sulfúrica

e de 34.667 ciclos, 14,7% e 7,2%, para a dura. Para 217 MPa, são

4

101,6

x

ciclos, 21,4% e 0,6% para a sulfúrica e

4

108,5

x

ciclos, 18,0% e 0,6%, para

a dura.

1 9 9

O efeito dos processos de anodização sobre a resistência à fadiga

axial do material base fica melhor caracterizado quando se analisa a

relação percentual da resistência à fadiga das anodizações com o

material base. Para a tensão de trabalho de 304MPa os resultados são:

com anodização crômica, 35,9% da resistência do material base; para

anodização sulfúrica, 16,5% da resistência do material base e para a

anodização dura, 16,6% da resistência do material base. Para 260 MPa,

são respectivamente, 18,2% - AC, 7,4% - AS e 7,2% - AD. Para 217 MPa

são respectivamente, 2,1% - AC, 0,6% - AS e 0,6% AD. É importante

salientar que o ensaio do metal base para a tensão de 217 MPa foi

interrompido com

7

100,1

x

ciclos antes da fratura do corpo o que permite

concluir que, para este nível de tensão, a redução da vida em fadiga é

ainda mais intensa do que a aferida.

A figura (4.70) apresenta as curvas S-N, para a média de número de

ciclos em todos os níveis de tensão estudados.

120

140

160

180

200

220

240

260

280

300

320

340

10000 100000 1000000

FADIGA AXIAL (Tensão x Nº de Ciclos)- MÉDIA

Geral

Long. / Transv.

=MB- Long.

=AC- Long.

=AS- Long.

=AD- Long.

=MB- Transv.

=AC- Transv.

=AS- Transv.

=AD- Transv.

Número de Ciclos

Tensão (MPa)

Figura (4.70) – Curvas



-N de fadiga axial – valores médios -

longitudinal e transversal.

2 0 0

Os resultados confirmam a maior resistência à fadiga do material

base sobre os demais processos de anodização, seguido da anodização

crômica para ambas as direções e uma tendência de melhor

comportamento para a anodização sulfúrica sobre a dura para fadiga de

alto ciclo.

O material base apresenta maior resistência à fadiga axial, para

todos os níveis de tensão estudados, nas direções longitudinal e

transversal.

Os resultados mostram a tendência de maior resistência à fadiga do

material base, para a direção transversal, em todos os níveis de tensão.

Existe uma redução significativa na resistência à fadiga axial do

material base para todas as anodizações.

As camadas anódicas apresentam trincas superficiais que, ao

atingirem o substrato, propagam-se para o interior do corpo-de-prova.

2 0 1

CAPÍTULO 5 – CONCLUSÕES

Em função dos objetivos propostos para a realização deste trabalho,

ou seja, analisar o efeito do processo de shot peening e das anodizações

crômica, sulfúrica e dura sobre a resistência à fadiga da liga

7050-T7451, podem ser feitas as seguintes afirmações:

5.1 – EFEITO DA ANISOTROPIA

1) Para fadiga por flexão rotativa de baixo e médio ciclos a direção

longitudinal apresenta uma tendência de melhor comportamento em

fadiga. Para alto ciclo o melhor comportamento é na direção transversal.

2) Para fadiga por flexão alternada é observado o mesmo

comportamento discutido no parágrafo anterior.

3) Para fadiga axial a direção transversal é a que apresenta os

melhores resultados de resistência à fadiga para todos os níveis

estudados.

5.2 – TENSÕES RESIDUAIS

1) Os processos de fabricação induzem tensões residuais trativas nas

camadas superficiais dos corpos-de-prova.

2) O processo de anodização crômica não apresenta tensão residual

na superfície, mas induz tensão residual compressiva de baixa

intensidade, nas camadas sub-superficiais.

3) O processo de anodização sulfúrica não apresenta tensão residual

na superfície, mas induz tensão residual trativa nas camadas sub-

superficiais.

4) O processo de anodização dura induz tensões residuais trativas na

superfície e camadas sub-superficiais.

5) O processo de shot peening induz tensões residuais compressivas

na superfície e camadas sub-superficiais para todas as condições

analisadas.

2 0 2

5.3 – FADIGA POR FLEXÃO ROTATIVA

5.3.1 – Flexão rotativa sem shot peening

1) Todos os processos de anodização reduzem a resistência à fadiga

em relação ao material base para todas as condições analisadas.

2) Para fadiga de baixo ciclo as anodizações apresentam resultados

semelhantes de resistência à fadiga. Para fadiga de alto ciclo observa-se

tendência de melhor desempenho para a anodização crômica, seguida das

anodizações sulfúrica e dura, respectivamente.

3) A dispersão dos resultados é menor para as anodizações do que

para o material base para os níveis de médio e alto ciclos.

4) Para as menores tensões observa-se as maiores perdas de

resistência à fadiga em relação ao material base.

5.3.

2

– Flexão rotativa

co

m shot peening

1) O processo de shot peening seguido de anodização aumenta a

resistência à fadiga para todas as condições analisadas.

2) Os resultados com shot peening e anodização apresentam menores

dispersões que o material base para a maioria das condições analisadas.

3) O melhor desempenho de resistência à fadiga é obtido para a

anodização crômica, para praticamente todos as condições analisadas,

seguido das anodizações sulfúrica e dura, respectivamente.

4) O aumento da resistência fadiga em relação ao material base é

maior para os menores níveis de tensão.

5.4 – FADIGA POR FLEXÃO ALTERNADA

5.4.1 – Flexão alternada sem shot peening

1) Todos os processos de anodização reduzem a resistência à fadiga

em relação ao material base, para todos os níveis de tensão analisados.

2) Para a fadiga de baixo e médio ciclos, a anodização crômica

apresenta o melhor desempenho na direção longitudinal e a anodização

sulfúrica, na direção transversal.

2 0 3

5.4.

2

– Flexão alternada

com

shot peening

1) O processo de anodização seguido de anodização aumenta a

resistência à fadiga em relação às anodizações sem shot peening em

todas as condições analisadas.

2) O processo de shot peening seguido de anodização aumenta a

resistência à fadiga em relação ao material base para praticamente todas

as condições analisadas.

3) O aumento da resistência à fadiga é maior para os menores níveis

de tensão.

4) O shot peening e anodização crômica apresentam os melhores

resultados de resistência à fadiga para praticamente todas as condições

analisadas.

5.5 – FADIGA AXIAL

5.5.1 – Fadiga axial sem shot peening

1) Todos os processos de anodização reduzem a resistência à fadiga

em relação ao material base para todas as condições analisadas.

2) A anodização crômica apresenta o melhor comportamento em

fadiga axial para todas as condições analisadas e observa-se uma

tendência para as anodizações sulfúrica e dura, respectivamente.

3) Os melhores resultados de resistência à fadiga são na direção

transversal para a maioria das condições analisadas.

5.6 – CONCLUSÕES GERAIS

1) Os processos de anodização reduzem a resistência à fadiga do

material base para todas as condições analisadas.

2) O processo de shot peening neutraliza os efeitos negativos da

anodização e promove um aumento da resistência à fadiga sobre o

material base para a maioria das condições analisadas.

2 0 4

3) O efeito da anisotropia é mais efetivo para os ensaios de fadiga

axial e os melhores resultados de resistência a fadiga aparecem na

direção transversal.

4) Todos os processos de fabricação e tratamentos realizados sobre

o material afetam as condições de tensão residual no material.

2 0 5

CAPÍTULO 6 – PROPOSTAS DE TRABALHOS FUTUROS

Em face aos resultados obtidos e das conclusões expostas no

capítulo anterior, são sugeridos os seguintes tópicos para a continuação

deste trabalho:

1) Comparar os resultados do shot-peening com anodizações e o

material base com shot peening, para quantificar a relação de resistência

à fadiga;

2) Estudar o efeito de diferentes espessuras de camada anodizada

sobre a resistência à fadiga;

3) Estudar o efeito das anodizações sobre outras ligas de alumínio

(Ex: 7010 ou 2024);

4) Estudar o comportamento da camada anódica para solicitações

cíclicas; e

5) Estudar o efeito de outras intensidades de shot-peening sobre os

materiais anodizados.

2 0 6

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